當量比對旋流燃燒室火焰形態與流場影響的激光診斷

2020-01-10 00:57:58王俊懿葛宏達趙曉敏周一卉

實驗流體力學 2019年4期

王俊懿, 葛宏達, 趙曉敏, 徐維, 周一卉

(大連理工大學化工機械與安全學院, 遼寧大連 116023)

0 引言

貧燃預混燃燒，由于其較低的火焰溫度而減少了熱力型NOx的生成，是一種具有廣闊發展前景的清潔燃燒技術[1]。在貧燃預混燃燒室中，通常采用旋流結構來穩定火焰，可在較寬的操作條件內使火焰穩定燃燒[2]。裝有旋流器的燃燒室內流場結構非常復雜，會產生剪切層和多個回流區結構[3]，并且在不同的操作條件下可以觀察到緊縮型火焰、M型火焰和V型火焰[4]。當火焰形態發生轉變，燃燒室內的動態穩定特性也將隨之改變，往往伴隨著熱聲不穩定的變化[5]。同時，不同的火焰形態會影響燃燒室出口處溫

度場和污染物排放[6]。因此，研究燃燒室內火焰形態及其轉變機理和誘發條件，對貧燃預混燃燒的工程實踐具有重要意義。

實驗和模擬表明，貧燃預混燃燒室內火焰形態轉變對燃燒室的入口條件(燃料組成、入口速度、入口溫度、當量比)和邊界條件(燃燒室尺寸、旋流數)非常敏感。Mercier[6]、Syred[7- 8]和Wicksall[9]等研究了燃料組成對貧燃預混燃燒室內火焰形態的影響，發現燃料中高濃度的氫組分會促使火焰呈M型。Oberleithner[10- 11]、Terhaar[12]和St?hr[13]等研究了不同入口速度下燃燒室內的PVC(渦旋進動)現象，發現PVC的出現強烈依賴于火焰形態，在M型火焰及冷態條件下觀察到了PVC現象，而V型火焰則抑制了PVC現象。Stopper等[14]測量了不同進氣溫度、入口速度、操作壓力下的燃燒室內冷熱態流場、火焰形態及OH*濃度。Chong[15]、Khalil[16]和Nogenmyr[17]等研究了受限與非受限空間貧燃預混燃燒器的火焰形態，發現在同一當量比下帶有壁面的燃燒室內火焰呈V型，而非受限火焰呈緊縮型。Guiberti[4]等研究了貧燃預混燃燒器壁面對V型、M型火焰轉變的影響，發現可以用火焰沿著燃燒器壁面邊界層回火的機制來解釋2種火焰的轉變過程。楊亞晶[18]、Taamallah[19]等研究了當量比等條件對貧燃預混燃燒不穩定性與火焰形態的影響規律，發現外回流區中火焰的首次出現與燃燒器基頻的起始不穩定性相吻合。

雖然國內外對貧燃預混燃燒火焰形態轉變進行了大量研究，但對火焰形態(特別是由外回流區回火形成的M型火焰)與流場內外回流區以及剪切層的耦合作用機理仍不十分清楚。本文利用激光診斷技術定量描述貧燃預混燃燒室內的火焰形態及流場，研究當量比、旋流數對貧燃預混燃燒室外回流區流場與火焰形態的影響規律，為深入探討流場與火焰的耦合作用對火焰形態變化的誘發機理提供參考。

1 實驗方法

1.1 實驗系統

實驗系統如圖1所示。由壓縮機提供的壓縮空氣首先進行干燥，和甲烷燃料分別由質量流量控制器調節流量、在燃燒室上游進行預混后，經軸向葉片式旋流器進入燃燒室。

旋流數S定義為流體切向動量的軸向通量與軸向動量通量之比[20]，其理論計算式為：

(1)

(2)

(3)

其中，M為切向動量矩，I為軸向動量；r0為特征尺寸，r為旋流器半徑；ρ、p分別為流體密度和靜壓力；ω、u分別為流體的切向分速度和軸向分速度。

圖1 貧燃預混燃燒實驗裝置圖

Fig.1Schematicdiagramofleanpremixedcombustionexperimentaldevice

實驗采用軸向葉片式旋流器，如圖2所示。假設旋流器外徑為r2，輪轂外徑為r1；葉片個數n，安裝角(葉片與軸向的夾角)為β；旋流器出口切向和軸向速度分量分別為vθ和vx，且vθ和vx滿足：

vθtanβ=vx

(4)

對旋流數理論計算式進行簡化，可得：

(5)

實驗采用的2個葉片的安裝角β分別為29°和43°，其旋流數S分別為0.45和0.75。

圖2 軸向葉片式旋流器

1.2 測量系統

流場測量采用德國LaVision公司的Stereo- PIV系統。系統控制由同步控制器完成。照明系統由激光片光源構成，采用雙諧振脈沖式Nd∶YAG激光器作為光源，其最大工作頻率為15Hz，實驗時每個脈沖輸出能量為200mJ，輸出光波長532nm。圖像拍攝采用分辨率為2360pixel×1776pixel的CCD相機，以12bit灰度方式識別示蹤粒子。為防止燃燒火焰發光影響流場測量結果，鏡頭前加裝(532±10)nm濾光片過濾雜光。示蹤粒子為平均直徑1μm的Al2O3顆粒，具有良好的散射性與跟隨性，能夠較真實地反映燃燒室內部的冷態流場和熱態流場。

火焰測量采用德國LaVision公司的OH*- Chemiluminescence系統，由相機、像增強器(Intensified Relay Optics，IRO)、濾光片和同步控制器組成。相機分辨率為1920pixel×1280pixel，拍攝頻率15Hz。像增強器及其同步控制系統能夠處理的光譜范圍為190～900nm。在像增強器的鏡頭前安裝(308±5)nm濾光片過濾雜波。Stereo- PIV和OH*- Chemiluminescence的布置如圖3所示。

圖3 Stereo- PIV和IRO的實驗臺和布置

在進口溫度293K條件下測量了冷態與熱態流場。實驗所用燃料為甲烷。測量區域如圖4所示(預混管內徑d=25mm)。實驗工況如表1所示。

圖4 燃燒室測量區域

CaseFlow fieldReSwirl number (S)Equivalent ratio (φ)1Non-reactive96000.452Non-reactive96000.753Reactive103500.450.904Reactive101400.450.665Reactive101100.450.626Reactive103500.750.907Reactive101400.750.668Reactive101100.750.60

2 實驗結果與討論

2.1 冷態流場與熱態流場

圖5為冷態(Case 1)及熱態(Case 3)的燃燒室內軸向速度vy的云圖和流線圖。可以看出，在冷態和熱態條件下都很好地獲得了旋流燃燒室內的流動特性(位于燃燒室噴嘴下游的中心回流區、剪切層及外回流區)。

圖5 Case 1和Case 3的流線圖及平均軸向速度云圖

Fig.5MeanaxialvelocitycontoursandstreamlinesforCase1andCase3

通過對比可以發現，燃燒對燃燒室內流場影響顯著。(1)燃燒室內速度明顯提高。冷態下場內速度峰值為10.8m/s，而熱態下則提高至16.7m/s。(2)剪切層與x/d軸正向夾角變小。冷態下為65°，而熱態下減小至54°。(3)外回流區(圖5中紅色虛線區域)高度降低且渦核向燃燒室上游運動。冷態下外回流區高度為2.4d，渦核高度1.25d，熱態下外回流區高度減小至1.5d，渦核高度減小至0.9d。這是由于火焰的熱釋放加速了流場內的氣流運動，導致中心回流區在徑向上膨脹變大，對外回流區有擠壓效應。

圖6為Case 1、Case 3的燃燒室出口下游6個位置軸向速度vy的徑向分布。可以看到，沿著燃燒室軸向(y軸方向)，波峰位置逐漸向右平移且都位于剪切層內(在圖6所有位置的速度分布曲線中，以vy=0處將曲線分為3段，分別對應一個區域：沿x軸正向依次為中心回流區、剪切層及外回流區)。從圖6可以明顯看到火焰對流場內氣流的加速作用，其中在y/d=0.3處，冷態和熱態流場的軸向速度峰值分別為10.8和16.7m/s。受火焰影響，熱態流場內速度衰減的幅度遠小于冷態，在y/d=1.8處，冷態和熱態流場的軸向速度峰值分別為2.8和10.5m/s，較y/d=0.3處分別下降了71.1%和37.1%。

圖6 Case 1和Case 3的平均軸向速度

Fig.6Meanaxialvelocityprofilesforthenon-reactingCase1andreactingCase3

2.2 燃燒室冷/熱態流場湍流脈動速度

脈動速度對旋流不穩定性及火焰動力學有重要影響。對于燃燒室內各空間點而言，脈動速度(真實值)是一個隨機量，而均方根(RMS)是一個統計量。本文以脈動速度的RMS值vy,rms表征燃燒室內各空間點脈動速度偏離時均速度的程度：vy,rms越大，偏離程度越大，所處空間點的湍流程度越大。

圖7為實驗得到的冷態和熱態條件下軸向速度脈動的RMS值vy,rms的對比曲線。值得注意的是vy,rms的峰值位于剪切層，表明剪切層處的脈動速度最高，湍流程度最大。對于冷態條件(Case 2)，隨著流動遠離燃燒室出口，vy,rms的峰值逐漸減小。例如，y/d=0.3和1.8處的vy,rms峰值分別約為5.95和3.27m/s；而在熱態條件(Case 6)下，隨著流動遠離燃燒室出口，vy,rms峰值逐漸增加，由y/d=0.3處的4.68m/s增加至y/d=1.8處的7.36m/s。這說明火焰增強了燃燒室內的湍流程度。

圖7 Case 2和Case 6的脈動速度RMS值

Fig.7ProfilesoftheRMSofaxialvelocityfluctuationsforthenon-reactingCase2andreactingCase6

2.3 不同當量比下的熱態流場

實驗中利用OH*- Chemiluminescence捕捉火焰形態，但此方法無法準確捕捉燃燒室z=0平面的火焰形態。本文利用Abel- Inversion方法得到z=0平面的時均火焰形態，然后對圖像進行二值化處理以便疊加平均流場。圖8為當量比φ=0.90、0.66和0.60時的火焰形態及對應的熱態流場(左圖為時均火焰原始圖像，中圖為二值化火焰形態，右圖為火焰形態與對應時均流場的疊加)。

從圖中可以看出：不同當量比下的火焰形態存在較大差異，而時均流場結構類似，均存在中心回流區、剪切層及外回流區。圖8(a)為緊縮型火焰，火焰由內剪切層(ISL)穩定，外回流區(ORZ)沒有反應發生；圖8(b)為過渡型火焰，位于燃燒室壁面處的火焰開始向上游回火，外回流區開始有燃燒反應發生；圖8(c)為M型火焰，此時燃燒室壁面處回火已發展至燃燒室底部，火焰主要依靠內剪切層及外回流區穩定。在Case 3～5發現了同樣形態的火焰。

圖8 Case 6～8的3種典型火焰形態

Fig.8Threetypicaltime-averagedflameshapesandflowfieldsforCase6～8

為分析不同當量比(火焰形態)下流場與火焰的耦合作用，比較Case 3～7燃燒室出口下游6個位置軸向速度vy的徑向分布，如圖9和10所示。

從圖9和10可以看出，在3種不同的當量比下，3種熱態流場的速度分布類似，且波峰逐漸向右平移(向燃燒室下游方向)，波峰值逐漸降低。在同一旋流數下，在燃燒室出口y/d=0.3和0.6處，3種火焰形態的速度分布幾乎一致；而從y/d=0.9開始，當量比越低，剪切層處對應的軸向速度衰減越快。這是因為與高當量比相比，低當量比下的熱釋放降低，對氣流的加速效果減弱。

圖9 Case 3～5平均軸向速度分布

圖10 Case 6～8平均軸向速度分布

為分析不同當量比下火焰形態變化的機制，比較Case 6～8的瞬態火焰結構與流場，如圖11所示。可以看出，Case 6～8的燃燒較為穩定，其中Case 6的瞬時火焰序列均為緊縮型，外回流區(圖中紅色虛線)內沒有反應發生，同時還可以看到外回流區對火焰鋒面的卷吸作用；Case 8的瞬時火焰序列均為M型；而Case 7的火焰形態則在緊縮型(圖11(b)中t0及t0+201ms)與M型火焰(圖11(b)中t0+134ms及t0+335ms)中交替瞬變。由圖11(b)中t0～t0+201ms的圖像可以發現，外回流區回流的流體卷吸火焰鋒面，導致火焰脫離剪切層，隨著流體的回流而傳播到上游的外回流區，從而形成M型火焰。