壁面約束對旋流流場影響的實驗研究

王博涵，姜 磊，胡宏斌

(1. 中國科學院工程熱物理研究所先進燃氣輪機實驗室，北京 100190；2. 中國科學院大學，北京 1000493)

現代燃氣輪機燃燒室都在貧預混或者部分預混條件下工作以減少NOx排放。在燃燒室入口高來流速度和貧燃料當量比條件下的火焰穩定問題是燃燒系統中的首要挑戰。已有實驗證明，利用旋渦流動產生的渦核破碎能很好解決這一問題[1]。旋流器產生的旋流流動導致高溫燃氣回流，不僅降低氣流軸向速度，還能將熱量和活化自由基團帶到火焰根部，和進入燃燒室的新鮮燃氣摻混，以維持火焰在貧燃料條件下穩定燃燒。這些有益效果也存在于旋流器的其他工程應用中，如窯爐和工業燃燒器。因此，研究旋渦流動在不同條件下的流場結構具有意義。

由于湍流火焰穩定的機制建立在旋渦流動和化學反應相互作用的基礎之上，所以影響流場結構特別是回流區結構的因素都將影響火焰穩定性，這些因素包括但不局限于：流動空間是否受限、受限程度和來流雷諾數。另外，在燃氣輪機環形燃燒室設計中存在旋流噴嘴的間距選擇問題，以及在工業鍋爐設計中存在爐膛尺寸與火焰形狀的匹配問題，這些都涉及到旋流燃燒器的受限流動特性。在受限壁面作用下，旋流流動會表現出怎樣的相異于非受限流動的特點？針對這一問題，國內外開展了豐富多樣的研究。Cai等[2]為了進一步發展旋流器設計準則和積累經驗，使用激光多普勒測速儀在開放和八個不同受限程度條件下測量了旋流杯的冷態流場，發現當燃燒腔尺寸超過一定值時，受限流場特性和開放流場趨于一致。Fu等[3-5]在Cai[2]研究的基礎上，進一步豐富了不同類型旋流器的冷態受限流場實驗結果，發現對于雙級反向旋流杯[3]，隨著受限程度減弱中心回流區逐漸束腰收縮并最終被截斷為上下兩個，并且所有受限工況的回流區尺寸都大于開放工況。而對于單級軸向旋流器[4]正好相反，所有受限工況的回流區都小于開放工況，且回流區隨受限程度減弱而變寬變長，但沒有出現回流區被截斷的情況。文獻[5]發現，在受限比(受限空間橫截面積與旋流器出口橫截面積之比)為3.9的壁面作用下，回流區寬度相對于開放空間稍微變寬、長度增大一倍，這歸因于他使用了與文獻[3]相同的反旋渦流器結構。Archer和Gupta[6-10]研究了受限壁面和燃燒反應對同向和反向雙旋渦流器流動特性的影響，發現受限壁面使同向旋流流場的回流區尺寸縮小，而使反向旋流的尺寸增大，旋流射流速度在受限條件下增大。Cheng等[11]研究了弱旋流燃燒器的流場，發現受限壁面對冷態流場影響較大，但對甲烷火焰的熱態流場幾乎無影響，作者指出受限壁面對火焰形態的影響程度與燃料種類和噴口幾何有重要關系。Nogenmyr等[12]用PIV測量了旋流數為0.8的徑向旋流預混火焰的流場，發現在受限壁面作用下，冷、熱態流場的回流區尺寸都明顯變大，且相對于開放空間火焰，受限火焰體積顯著膨脹。值得注意的是，作者使用的燃燒器出口為直壁流道，且受限燃燒腔出口存在收口頂蓋。Khalil等[13]使用旋流數為0.77的單級軸向旋流器，研究了受限壁面對冷、熱態流場的影響，噴嘴出口為漸縮流道且燃燒腔存在收口頂蓋。作者發現冷態條件下受限壁面拓寬回流區的徑向寬度，熱態條件下受限壁面也明顯增大回流區尺寸及回流強度，并且受限條件下流場的脈動速度和湍動能增加。國內，曾青華等[14-15]實驗研究了反向雙旋渦流器在9種受限比下的受限燃燒特性，隨后又使用數值模擬方法研究了對應的流場結構，得到了與Fu等[3]高度吻合的回流區變化規律，并從流場特性方面揭示了燃燒特性隨受限比變化的物理機制。

從以上論述中，可以發現受限壁面對一些案例有影響，但是對另一些則不然。實際上，除了旋流器幾何結構的差別外，旋流器下游出口流道形式(漸縮、直壁或漸擴)以及受限空間出口是否設置收口頂蓋對流場都將產生重要影響，文獻[16-19]對收口頂蓋的作用進行了廣泛的研究。Nogenmyr[12]和Khalil[13]的研究內容相似之處在于旋流器出口都為非漸擴流道(分別為直壁和漸縮流道)，導致開放空間火焰的直徑較小，且小于受限燃燒腔直徑。在受限壁面作用下，火焰體積明顯膨脹并碰觸壁面、流場回流區顯著變寬。然而他們都沒有提到或分析收口頂蓋對火焰形態和回流區變化的影響作用。

為了控制實驗變量，減少流場的影響因素，本文在燃燒室出口不設置收口頂蓋(與文獻[2-5,11]的配置一致)。值得說明的是，盡管本文燃燒器頭部結構與參考文獻有所不同，但本文實驗結果有助于解決以上文獻中的某些分歧，并有助于深化對壁面約束影響旋渦流動規律的認識。

1 實驗裝置、測量手段及內容

1.1 實驗系統及裝置

實驗系統由空氣管路、燃氣管路、旋流器試驗件、排風管道等組成，如圖1所示。螺桿式壓縮機將空氣壓縮并經過濾器除濕除塵后存入儲氣罐，壓氣機額定排氣壓力為1.0 MPa，高壓空氣經減壓器降壓后引入實驗裝置。空氣流量通過SevenStar質量流量控制器調節，精度為±2% F.S，線性度為±1% F.S，實驗前進行標定以滿足要求。空氣在流量計下游分成兩個支路，其中一路氣體進入固態示蹤粒子發生器攜帶粒子，另一支路上裝有閥門，可以調節兩個支路的空氣流量比例，進而控制示蹤粒子的播散濃度，示蹤粒子采用粒徑為3 μm的TiO2。熱態實驗測量中燃料使用純度為99.9%的甲烷，由高壓氣瓶供給并通過合適量程的質量流量控制器調節流量，隨后從燃燒器中心燃料噴頭射出形成擴散燃燒火焰。排風管道將充滿示蹤粒子的煙氣經水冷換熱器冷卻和布袋除塵器過濾后排出室外，防止造成大氣污染。

圖1 實驗系統示意圖

旋流器采用某型燃氣輪機燃燒室中的雙級旋流杯，如圖2所示。旋流器葉片傾角45°，按照公式(1)計算的旋流數Sn[20]為0.78。

圖2 旋流杯

(1)

式中：dh和d分別為旋流器的內徑和外徑，分別為23 mm和45 mm，φ為葉片傾角45°。旋流器下游采用文氏管將旋流射流分為兩個部分，內部旋流用來增強空氣和燃料摻混，外部旋流用來補燃、助燃。對于非預混燃燒方式而言，這種旋流杯是較為典型、成熟的結構，具有一定的代表性。旋流器出口通過一圓轉方轉接段連接方形漸擴流道，如圖3所示。漸擴流道用來引導射流膨脹，并為回流區的形成提供駐定空間，漸擴流道擴張角為45°。為了研究受限壁面對旋渦流動的影響，在漸擴流道下游采用方形石英玻璃罩來模擬燃燒腔，其尺寸為長×寬×高：87 mm×87 mm×105 mm。圖4為開放空間與受限空間的布局結構圖，值得注意的是，相對于圓筒形石英玻璃罩，方形玻璃罩更適合PIV測量，因為它能有效減少壁面對激光的折射；另外方形壁面約束也模擬了單噴嘴流場在環形燃燒室中受約束的實際情況。本文所研究的受限比(D1/D2)2等于5.5，其中D1為方形玻璃罩內流道邊長87 mm，D2為旋流器出口方形窄通道邊長37 mm。

圖3 旋流器出口方形漸擴流道

圖4 開放與受限空間布局結構

1.2 2D-3C PIV

實驗采用德國Lavision公司生產的2D-3C粒子圖像測速儀(PIV)來獲得旋流流場，實物圖如圖5所示。PIV系統包括兩個12 bit CCD相機、Nd：YAG雙腔雙脈沖激光器、同步器和控制主機。硬件系統的參數為：相機分辨率1 607×1 207像素(水平方向×豎直方向)，激光器發射的激光波長532 nm，單束激光最大能量200 mJ，PIV系統最大工作頻率15 Hz。

圖5 2D-3C PIV測量系統

在流場測量中，激光器產生厚度約為1 mm的激光片光平面(z=0)，并通過燃燒器中軸線。兩個CCD相機布置在距離激光平面約0.5 m遠處，且相機軸線與激光平面法線呈30°夾角，每個相機都安裝有鏡頭角度調節器，以便在拍攝時滿足沙伊姆弗勒準則：物體平面、鏡頭平面和相機成像傳感器平面相交于一條直線，這樣才能夠清晰成像，沙氏成像準則如圖6所示。在本文所有工況的測量中，拍攝區域的尺寸都為146 mm×110 mm(徑向×軸向)，且關于燃燒器中軸線對稱，此時1 pixel=0.092 mm。由于錐形漸擴段上加工了5 mm高的石英玻璃罩安裝邊無法透過激光，因此測量原點(0,0)設置在方形漸擴段出口平面下游5 mm處的中軸線上，徑向為x方向，軸向為y方向(如圖4所示)。在測量前，預先估計流場中的最大速度，并根據“粒子速度不超過判讀區邊長的1/4”準則[21]在Davis中設置雙脈沖激光時間間隔。每個工況以15 Hz的頻率拍攝200對照片進行互相關計算得到平均流場。采用“Stereo cross-correlation”模式，迭代方式選擇“Multi-pass (constant size)”，判讀區尺寸設置為24×24 pixels，重疊率為50%。此時，速度場的空間分辨率為1.1×1.1 mm2。

圖6 沙伊姆弗勒原理示意圖

1.3 實驗內容

為深入研究旋渦流動的受限特性，本文采用2D-3C PIV來獲得旋流燃燒器的平均速度場和均方根速度場。實驗工況如表1所示，工況1是一個冷態、開放流場，可以作為基準工況；工況2是受限流場，用來研究受限壁面的影響；工況3是受限條件下入口空氣流量增大的情況，可以模擬功率增大時的情況，火焰功率通過流量計算，精度為±2% F.S。實驗在冷態和點火燃燒兩個條件下都進行了測量。熱態條件下，燃料全局當量比為0.60，在入口雷諾數增大的情況下，火焰功率從15 kW增大到35 kW。雷諾數根據燃燒器頭部幾何參數計算，并使用20 ℃條件下空氣的物性參數，特征速度根據空氣體積流量計算，特征長度為旋流器出口方形窄通道邊長37 mm。

表1 實驗工況表

2 實驗結果及分析

2.1 旋流流場的三維特征

本文利用三維PIV系統進行了實驗測量，不僅獲得了激光片光平面內的速度分布，也獲得了旋轉切向速度分布。為了對旋流器所產生的三維速度場特征進行細致地觀察，本文以case 1為例進行分析。圖7中左圖為case 1的絕對速度云圖及流線，右圖為切向速度云圖。圖中的白線代表軸向速度Vy等于0的位置，它所包裹的區域為回流區，黑色粗線代表錐形旋流射流的區域，討論主要集中在這兩個區域進行。根據流場云圖特征，選取了4個具有代表性的軸向位置y=5 mm，15 mm，30 mm，60 mm來分析三個速度分量沿徑向位置分布的規律，如圖8所示。

(a) 絕對速度云圖

(b) 切向速度云圖

圖7 case 1的速度云圖

圖8 不同軸向位置處工況1的速度分量沿徑向的分布曲線圖

在錐形旋流射流區域，三個方向上的速度分量都較大，旋流射流在做螺旋運動的同時沿徑向向外擴展。由y=5 mm處的速度分布曲線圖可知，射流的徑向分量Vx和軸向分量Vy幾乎相等，說明射流沿著旋流器下游的錐形漸擴壁面以45°角入射到大氣環境中，射流角度與方形漸擴段擴張角相等，由此說明擴張角是控制旋流出射角度及徑向寬度的主要因素。同時可以看到，旋轉切向速度約為軸向速度的一半，已知旋流器葉片傾角也為45°，但是Vz并不等于Vy，說明維持氣流做螺旋運動的切向旋轉動量在方形窄通道中碰撞側壁而產生消耗。在y=15 mm處，徑向速度分量變為上一位置處的一半，而軸向速度幾乎沒有改變。y=30 mm處的Vx幾乎減小到0，此時，旋流射流和回流區也在徑向方向上達到最寬。y=60 mm時，徑向速度分量已經改變了方向，射流氣體在下游體積膨脹，向中心擠壓回流區，回流區尺寸也由寬變窄。

在白色曲線區域(回流區)內，由流線圖以及速度分布曲線圖可以看出，徑向速度分量Vx幾乎為0，而旋轉切向速度Vz維持在1.0 m/s左右(在中軸線處Vz為0)，證明在回流區內依然存在螺旋運動，且旋轉方向與外側旋流射流的旋轉方向一致，這說明外側旋流射流向回流區的切向動量傳遞是維持回流區同旋向旋轉的重要因素。回流區的形成是由于兩側的旋轉射流在噴嘴中心下游位置造成負壓區，導致下游氣體逆流運動來補償中心負壓區所致。只要氣流存在切向速度分量，則必然存在外徑壓強大而內徑壓強小的壓力梯度，來平衡氣體做旋轉運動的離心力。由于外圍壓力接近環境壓力，當兩者的壓差達到一定程度時，中心負壓區接近真空，從而導致下游氣體回流來補償這個真空，這就是旋流射流產生回流區的根本原因。回流區的逆向氣流將高溫燃氣的熱量以及活化自由基團傳遞給火焰根部未燃混合氣，而回流區內切向旋轉動量的存在會加強它們之間的摻混效果，進而起到助燃和穩定火焰的作用。

2.2 冷態流場結果

按照實驗工況表，首先測量并獲得了冷態條件下的時均場和脈動速度場。并且在開放空間和受限空間兩種結構下進行了實驗測量。對于受限空間，石英玻璃罩邊長(87 mm)與旋流器出口方形窄通道邊長(37 mm)之比為2.35，因此受限比(面積比)為5.5。圖9展示了case 1～3的平均軸向速度Vy云圖以及流線。為了清晰顯示各工況的速度梯度，每一個工況都給出了單獨的圖例并標出了速度范圍，圖中白色曲線代表回流區。對于開放空間工況(case 1)，錐形射流和中心回流區向下游發展時先變寬后變窄。回流區最寬處達到半徑50 mm，而射流的最寬半徑達到70 mm(由流線走勢得到)，并且兩者在同一軸向位置(y=30 mm左右)處達到最寬。由于石英玻璃罩的橫截面半邊長(43.5 mm)小于射流最寬半徑，在受限壁面的聚攏作用下(case 2)，射流軸向速度變大，從3.2 m/s增大到3.7 m/s，高速氣流貼著壁面內側運動，一直延展到下游接近燃燒室出口處，回流區最大逆向速度也由-2.3 m/s增大到-2.8 m/s。同時，回流區最寬半徑減小到32 mm左右，并且向下游發展時逐漸變窄，這是由于高速射流擴壓降速擠壓回流區所致。還可以觀察到，受限空間的流場云圖不如開放空間的均勻連貫，這種情況在壁面附近尤為明顯，這是因為在玻璃壁面上發生激光反射增大了白噪聲，導致速度測量出現誤差。另外，拍攝過程中示蹤粒子在壁面上附著導致視野變差也是一個重要因素。相對于小雷諾數的工況，入口空氣流量增大時(case 3)，流場結構幾乎沒有變化，而回流區負速度幾乎增大為原來的兩倍，射流軸向速度變為原來的1.6倍，可見增大入口空氣流量既會促進正向速度也會增強回流強度。由以上討論可知，壁面約束使旋流射流的徑向擴散運動受到限制，而使軸向速度分量變大。流線特征也印證了這一結果。

(a) Case 1

(b) Case 2

(c) Case 3圖9 冷態工況的軸向速度Vy云圖及流線圖

圖10展示了3個工況的均方根速度場。均方根速度Vrms按照公式(2)進行計算：

(a) Case 1

(b) Case 2

(c) Case 3圖10 冷態工況的脈動速度Vrms云圖

(2)

式中：n為拍攝到的瞬態流場的數目，Vi為瞬時速度大小，Vavg為平均速度大小。它可以用來近似代表流場的湍流程度。需要注意的是，這里均方根速度的計算只使用x和y兩個方向上的速度分量。對于開放空間工況，在方形漸擴段出口、旋流射流進入開放空間的位置出現較強的速度脈動，在徑向上的延展范圍為±(35～52)mm，對比平均軸向速度云圖(圖9 case 1)可知，這一區域正好從回流區邊界開始，覆蓋高速射流區并延伸到外部剪切層。中心回流區內的氣流脈動速度維持在較低水平。當流場受限時，主要的速度脈動出現在壁面附近、徑向位置±(20～35)mm區域范圍內，也是回流區邊界所在的位置。雷諾數增大時，脈動速度的分布特征幾乎沒有改變，最大值從2.2 m/s急劇增大到5.2 m/s。

2.3 熱態流場結果

實驗測量并獲得了燃燒流場，Case 4～6的平均軸向速度Vy云圖展示在圖11中。開放空間工況(case 4)的回流區最寬半徑為50 mm，長度為100 mm左右。相對于冷態非受限工況(case 1)，case 4的回流區寬度沒有變化，這是因為回流區寬度受錐形旋流射流的最寬半徑控制，而此值與case 1相同都為70 mm；但回流區最寬處向下游移動了20 mm左右(case 1最寬處位于y=30 mm VS. case 4最寬處位于y=50 mm)，這可能與燃燒狀態下射流軸向動量變大、射流長度變長有關(從冷態的40 mm左右延長到熱態的70 mm以上)；另一較為明顯的變化是：相對于冷態工況，熱態流場的回流區長度明顯變短，這可能是因為燃燒放熱、氣體急劇膨脹導致射流軸向速度迅速增大，而切向旋轉速度迅速變小導致的；同時高速射流氣流在下游膨脹擠壓回流區，進而將回流區截斷。對于受限工況(case 5)，高速射流在壁面的聚攏作用下，射流軸向速度變大從8.7 m/s增大到9.8 m/s，高速氣流沿著壁面內側運動，一直延展到燃燒室下游出口處。同時，回流區最寬半徑由開放空間的50 mm減小到30 mm左右，并且回流區向下游發展時迅速變窄，直到y=75 mm附近，切向速度幾乎消耗殆盡，回流區在此處閉合。此外，在受限壁面作用下空氣回流量增大，逆向速度從-2.4 m/s增大到-3.5 m/s。綜上所述，受限壁面對熱態流場的影響與冷態流場一致。對于入口空氣流量增大的工況(case 6)，回流區寬度沒有改變，但長度從75 mm增大到90 mm，回流區逆向速度增大到原來的2.5倍，射流軸向速度增大到原來的1.9倍，入口雷諾數的增大不僅導致射流速度變大，也導致回流強度增強。

(a) Case 4

(b) Case 5

(c) Case 6圖11 熱態工況的軸向速度Vy云圖及流線圖

圖12展示了case 4～6的均方根速度場。對于開放空間工況(case 4)，在高速射流的內、外兩個速度剪切層中分別出現較大的速度波動，而且高脈動速度區和高速射流區一樣長，都為70 mm左右。類似的結果在文獻[22]中也可以觀察到。當旋流器受限時(case 5)，主要的速度脈動出現在燃燒室中部下游位置，這與冷態受限工況(case 2)的脈動速度出現在壁面附近有所不同。這可能是因為，在壁面約束作用下，較小的燃燒空間中集聚了大量熱量，熱釋放不穩定(或燃燒振蕩)會激發出聲學模式的壓力波動，兩者相互耦合，將原本處于速度剪切層中的速度波動傳遞到整個燃燒室中部。此外，回流區下游滯止點也出現在這一大速度脈動區域中，由此說明滯止點的位置是隨時間不斷變化的。當雷諾數增大時，均方根速度的分布特征沒有明顯變化，最大值增大到低雷諾數時的兩倍以上。值得注意的是，在受限壁面(四圍壁面)的作用下，均方根速度數值并沒有明顯增大(case 1 VS 2，case 4 VS 5)，但是脈動速度的分布區域發生了重大改變。

(a) Case 4

(b) Case 5

(c) Case 6圖12 熱態工況的脈動速度Vrms云圖

3 結論

為了深入認識旋渦流動的受限流動特性，本文使用2D-3C PIV測量了某典型非預混燃燒雙級旋流杯的冷態和熱態流場，并且在開放空間、受限空間和增大入口流量三種條件下進行了實驗測量和分析。主要結論如下：

1) 對于開放空間流場，旋流器出口漸擴流道擴張角是控制射流出射角度及回流區徑向寬度的主要因素。

2) 壁面約束對流場的影響與旋流杯出口流道形狀是漸縮或漸擴(以及擴張角度)有關，同時也取決于受限比。在本文研究范圍內，流場受限時回流區收縮變窄，最寬處半徑減小到32 mm左右。射流速度由3.2 m/s增大到3.7 m/s，回流區氣流逆向速度由-2.3 m/s增大到-2.8 m/s，都有所增大。

3) 相對于冷態流場，燃燒放熱使氣流急劇膨脹，導致噴嘴下游軸向動量變大、切向動量變小，進而使回流區長度明顯縮短，減小到100 mm以下。同時，燃燒也增大了回流強度以及流場湍流度。

4) 入口雷諾數增大時，回流區寬度保持30 mm不變，長度由75 mm增長到90 mm，且射流軸向速度和回流負速度都明顯變大，流場的湍流度也明顯增強。