三頭部燃燒室點火過程中火焰?zhèn)鞑ヌ匦匝芯?/h1>
2021-03-31 07:34:28馮劍寒郎旭東任勇智李建中
南京航空航天大學(xué)學(xué)報 2021年1期
馮劍寒，郎旭東，金 武，任勇智，李建中
（1.南京航空航天大學(xué)能源與動力學(xué)院，南京210016；2.中國航空發(fā)動機集團有限公司湖南動力機械研究所，株洲412002）
隨航空工業(yè)的迅速發(fā)展，對航空發(fā)動機也提出了越來越高的要求，而航空發(fā)動機燃燒室作為航空發(fā)動機的三大核心部件之一，其性能直接影響整個發(fā)動機的性能。其中，點火啟動過程關(guān)系到飛行器的地面起飛與高空再點火等性能，對航空發(fā)動機運行的可靠性和安全性至關(guān)重要[1]。現(xiàn)代航空發(fā)動機多使用航空煤油作為燃料，燃燒室長度也越來越短，燃料駐留時間減少，這對點火性能提出更大挑戰(zhàn)，因此，縮短點火延遲時間，探究點火過程中火焰?zhèn)鞑サ臋C理對飛行器的安全至關(guān)重要。
點火是一個綜合了物理和化學(xué)反應(yīng)的復(fù)雜過程，影響點火過程及周向點火時間的因素錯綜復(fù)雜，國內(nèi)外進行了大量的研究。Bourgouin 等[2]使用丙烷和空氣作為預(yù)混氣，對實驗室尺度的燃燒室模型的點火與火焰?zhèn)鞑ミM行了機理研究，鑒別出周向點火的不同發(fā)展階段特征。Philip 等[3]采用大渦模擬（Large eddy simulation, LES）計算重現(xiàn)了Bour?gouin 等的實驗，并且將周向點火過程的不同階段進行了進一步的細化分析。Cordier 等[4?5]對多頭部矩形燃燒室模型進行研究，發(fā)現(xiàn)隨著噴嘴間距的變化，相鄰噴嘴間將出現(xiàn)“展向傳播”和“混合傳播”兩種火焰?zhèn)鞑ツＪ?。令狐昌鴻等[6]在環(huán)形旋流燃燒實驗平臺上也觀察到了類似的“混合傳播”周向火焰?zhèn)鞑ツＪ?。但對于多頭部和環(huán)形燃燒室點火過程的研究，目前多采用實驗室尺度的模型，而實際燃燒室加入旋流器、主燃孔、摻混孔等結(jié)構(gòu)后，流場結(jié)構(gòu)變得更加復(fù)雜，火焰?zhèn)鞑ミ^程也更加復(fù)雜，因此，使用先進激光技術(shù)對燃燒室流場結(jié)構(gòu)進行測量，結(jié)合流場對點火過程進行分析具有重要的意義。
Prieur 等[7]研究了不同當(dāng)量比及流速下的周向點火時間，發(fā)現(xiàn)周向點火時間隨當(dāng)量比的增大而減小，同時他還比較了3 種不同燃料的周向點火時間，發(fā)現(xiàn)不同燃料特性對點火時間存在影響。Bourgouin 等[2]通過數(shù)值模擬和實驗的方法研究了流速對周向點火時間的影響，發(fā)現(xiàn)周向點火時間隨流速增大而減小。眾多研究表明當(dāng)量比與燃燒室周向火焰?zhèn)鞑C理有著密不可分的關(guān)系，但對其定量關(guān)系的研究依然十分缺乏，需要進行進一步的探究。
本文針對三頭部燃燒室，使用二維粒子圖像測速儀（Particle image velocimetry, PIV）測量燃燒室內(nèi)不同截面位置的冷態(tài)時均流場，并使用高速攝像機拍攝燃燒室不同當(dāng)量比下的點火過程。結(jié)合冷態(tài)時均流場與點火過程測量結(jié)果分析流動與點火過程中火焰發(fā)展的關(guān)聯(lián)，以及當(dāng)量比對周向點火過程的影響。
1 試驗系統(tǒng)及方法
如圖1 所示為燃燒室的整體試驗系統(tǒng)圖，建立燃燒室的試驗系統(tǒng)主要包括：燃燒室、供氣系統(tǒng)、供油系統(tǒng)、點火系統(tǒng)及光學(xué)測量系統(tǒng)。氣源由最大流量為1.5 kg/s,供氣壓力在0.005～0.07 MPa 范圍內(nèi)可調(diào)的羅茨風(fēng)機供給，然后通過5 路支管分別對燃燒室進行供氣，在每一路支管上都安裝有閥門、渦街流量計以及浮子流量計，能夠?qū)崿F(xiàn)對每一支管流量的精準(zhǔn)控制；同時在燃燒室各進口處均開有測壓管，通過與水排連接來對進口總壓進行測量。試驗采用RP?3 液態(tài)航空煤油作為燃料，通過3 條油路對供油分別進行控制，每一條油路上都安裝有油泵以及壓力表，試驗選取的壓力表量程為0～1.4 MPa。試驗采用高能點火器進行點火，點火能量為0.4 J，點火頻率為2 Hz。
試驗使用PIV 來測量流場結(jié)構(gòu)，采用平均直徑為10 μm 的玻璃微珠作為示蹤粒子，噴注位置設(shè)置在進氣總管上，通過長距離的混合來保證示蹤粒子分布的均勻性。試驗采用的激光器為Nd：YAG 雙脈沖激光器，激光波長532 nm，最大工作頻率為15 Hz，數(shù)字相機為Bobcat B2041 型，同步控制器為Micro Pulse 752 型，保證激光器、數(shù)字相機和圖像采集器之間的協(xié)調(diào)工作。
試驗使用高速相機來記錄點火和火焰?zhèn)鞑グl(fā)展的過程，相機分辨率為1 280 像素×1 088 像素，拍攝頻率為1 000 Hz，試驗時通過相機對焦至燃燒室特定截面位置來記錄燃燒過程化學(xué)自發(fā)光成像的發(fā)光強度值。
試驗研究的三頭部燃燒室矩形件如圖2（a）所示，模型采用分布式進氣的方式，通過頭部、上下主燃孔、上下?lián)交炜讍为氝M氣來實現(xiàn)對各路流量的精準(zhǔn)控制。如圖2（b）所示燃燒室3 個旋流器分別安裝在旋流器安裝板上，各旋流器間中心間距為60 mm，燃燒室采用噴霧錐角為78°的氣動霧化噴嘴，安裝在3 個旋流器的中心位置，點火電嘴分別布置在中間和左側(cè)旋流器位置，其中心距離旋流器出口7.5 mm，其放電端面距離燃燒室上壁面2 mm。在燃燒室主體結(jié)構(gòu)上，布置了主燃孔和摻混孔，它們與旋流器之間的比例分別為1∶1 和1∶3，其分布方式均正對旋流器中心位置。為了實現(xiàn)燃燒室軸向平面和周向平面的光學(xué)測量，在燃燒室的側(cè)面布置有觀察窗1，其高度與燃燒室平齊，長度為110 mm，能夠?qū)θ紵抑魅紖^(qū)、中間區(qū)及摻混區(qū)上游軸向截面的流場與火焰結(jié)構(gòu)進行測量，在燃燒室末端布置有觀察窗2，它能對燃燒室整個周向截面的流場與火焰結(jié)構(gòu)進行測量。燃燒室出口設(shè)置在模型的側(cè)面。
PIV 與點火試驗的測量截面及點火位置如圖3所示，L1 為中心對稱截面，L2 為點火位置截面，點火位置1 布置在中間頭部，點火位置2 布置在左側(cè)頭部，點火模式為SFFL 模式，即先啟動點火器形成電火花后再通燃氣。
圖1 試驗系統(tǒng)圖Fig.1 Schematic of experimental system
圖2 三頭部燃燒室模型Fig.2 Triple?dome combustor model
圖3 測量截面及點火位置示意圖Fig.3 Schematic diagram of measuring sections and ignition positions
2 結(jié)果與討論
2.1 燃燒室點火過程分析
如圖4 所示為燃燒室中心對稱截面點火過程示意圖（點火器位置用白色虛線標(biāo)出），進口為常溫常壓，總壓壓損系數(shù)δ=1.5%，點火油氣比FAR=0.05（當(dāng)量比φ=0.744），如圖4（a）所示點火過程的原始圖像以灰度圖像的形式輸出，為了突出點火過程中火焰發(fā)展的細節(jié)以及邊界輪廓，對圖像進行了歸一化偽色彩處理（圖4（b）），圖中標(biāo)尺代表圖片任意像素的發(fā)光強度與圖片最大發(fā)光強度之比I0/Imax，量綱為一。同時將點火前冷態(tài)時均流場矢量圖與火焰圖像相疊加，可反映出燃燒室點火過程中流動對火焰發(fā)展的影響。從圖中可以看到：電火花放電加熱附近混氣，形成了初始火核（t=1 ms）；由于電火花放電能量被周圍未燃混氣所吸收，主燃區(qū)附近燃油蒸發(fā)也需要吸收熱量，初始火核的發(fā)光強度首先會減小，同時，因為中心回流區(qū)附近燃油與空氣摻混效果最佳，初始火核的位置由點火器附近移動到了中心回流區(qū)的上側(cè)，并在這里形成了點火熱源（t=3～5 ms）；點火熱源不斷放熱，此時雖然主燃區(qū)附近火焰燃燒強度很小，但是未燃混氣的溫度在不斷升高（t=5～9 ms）；中心回流區(qū)附近區(qū)域開始發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，形成了初始火焰（t=9～11 ms）；初始火焰在中心回流區(qū)高度以內(nèi)向徑向傳播，并沿回流區(qū)流線向旋流器附近進行軸向傳播（t=11～13 ms）；初始火焰在主燃區(qū)的燃燒強度提高，同時部分火焰越過主燃孔射流傳播到了中間區(qū)部分，主要分布在中間區(qū)的局部回流區(qū)附近（t=13～15 ms）；火焰燃燒強度迅速提高，此時火焰主要分布在主燃孔射流上下兩側(cè)的區(qū)域，因為此時主燃區(qū)旋流器附近已經(jīng)處于富油狀態(tài)，而主燃孔射流帶入的空氣形成快速猝熄作用使得這部分區(qū)域最接近當(dāng)量比（t=15～17 ms）；火焰持續(xù)擴大，但由于上下主燃孔和上下?lián)交炜捉粎R處會產(chǎn)生較大的速度梯度，此區(qū)域內(nèi)氣流負向速度增加，燃油駐留時間減小，所以火焰擴張趨勢呈環(huán)形，其結(jié)構(gòu)類似“C”形（t=17～19 ms）；隨著火焰不斷擴大，化學(xué)反應(yīng)速率不斷提高，燃油蒸發(fā)率及未燃混氣溫度大幅增加，又將進一步促進化學(xué)反應(yīng)速率的提高，在這一對正反饋作用下，燃燒室點火成功（t=19～27 ms）。
圖4 L1 截面點火過程示意圖Fig.4 Ignition process at L1
由于可近似認(rèn)為點火過程中火焰發(fā)光強度反映燃燒反應(yīng)的瞬時放熱速率，繪制出點火過程中的發(fā)光強度積分隨時間變化的曲線如圖5 所示。可以發(fā)現(xiàn)燃燒室點火過程在發(fā)光強度積分曲線上有階段性的變化，大致分為以下3 個階段，通過積分曲線能夠更加準(zhǔn)確地判斷點火時間：
（1）點火熱源形成（t=1～6 ms）：初始火核能量被未燃混氣及燃油蒸發(fā)所吸收后，燃燒強度迅速減小，在中心回流區(qū)邊界處形成點火熱源。
（2）初始火焰形成（t=6～11 ms）：在點火熱源的不斷加熱下，中心回流區(qū)內(nèi)開始形成了初始火焰，這段時間燃燒強度基本不變。
（3）燃燒室點火成功（t=11～27 ms）：分為兩個階段，第一階段初始火焰燃燒強度很小，火焰僅在中心回流區(qū)范圍內(nèi)發(fā)展，曲線增加速率很低；第二階段燃燒強度增加到一定大小后，部分火焰?zhèn)鬟f到中間區(qū)，并呈“C”形環(huán)形擴張，曲線增加速率迅速增大，最終燃燒室點火成功，之后隨下游火焰擴散出燃燒室，亮度積分曲線下降至穩(wěn)定。
如圖6 所示為點火位置截面周向點火過程示意圖，壓損為1.5%，點火油氣比為0.05（當(dāng)量比0.744），白色虛線標(biāo)示為旋流器中心位置，該截面能夠更加清晰地反映三頭部燃燒室周向點火過程中火焰的發(fā)展過程。從圖中可以看到：電火花放電加熱附近混氣，形成了初始火核（t=1 ms）；未燃混氣與燃油蒸發(fā)吸熱，初始火核燃燒強度減小，在點火器位置附近形成點火熱源（t=3～5 ms）；點火熱源不斷放熱，未燃燃氣溫度與燃油蒸發(fā)速率不斷升高，達到化學(xué)反應(yīng)邊界，在點火熱源附近形成了初始火焰（t=5～9 ms）；初始火焰一方面沿徑向傳播，這部分火焰燃燒強度增加，另一方面也沿周向向右傳播到兩旋流器之間的部分，火焰基本沒有向旋流器左側(cè)傳播，可以發(fā)現(xiàn)，燃燒強度較低的初始火焰更易順流線方向進行傳遞(t=9～11 ms)；火焰在兩旋流器之間部分迅速擴張，由于中間旋流器中心形成的局部回流區(qū)的旋向為順時針方向，其上側(cè)流線與火焰邊界平行，所以火焰延伸了過去，但其下側(cè)流線與火焰?zhèn)鬟f方向相反，所以火焰并沒有傳遞過去（t=11～15 ms）；火焰燃燒強度繼續(xù)增加，達到一定大小時，火焰開始向左側(cè)旋流器左側(cè)區(qū)域傳遞，直到左側(cè)旋流器點火成功（t=15～21ms）；中間旋流器上側(cè)的火焰向右傳遞到了右側(cè)旋流器中心，同時其下側(cè)也被點燃，這時中間旋流器點火成功（t=21～27 ms）；此時火焰燃燒強度高，火焰?zhèn)鞑ナ芰鲌鼋Y(jié)構(gòu)的影響較小，由已經(jīng)傳遞到右側(cè)旋流器中心的火焰在右側(cè)旋流器內(nèi)呈環(huán)狀擴散傳播，最終燃燒室整體點火成功（t=27～37 ms）。
圖5 發(fā)光強度積分隨時間變化曲線圖（L1 截面）Fig.5 Variation of integrated chemiluminescent intensity of flame with time (L1)
圖6 L2 截面點火過程示意圖（氣比=0.05）Fig.6 Ignition process at L2 (FAR=0.05)
如圖7 所示燃燒室左側(cè)周向點火過程在發(fā)光強度積分曲線上也有階段性的變化，大致分為以下5 個階段，由于周向點火過程也包含了單個頭部點火過程，所以前3 個階段是一致的：
（1）點火熱源形成（t=1～5 ms）：初始火核能量被未燃混氣及燃油蒸發(fā)所吸收后，燃燒強度迅速減小，并在點火器附近形成點火熱源。
（2）初始火焰形成（t=5～9 ms）：隨未燃燃氣溫度與燃油蒸發(fā)速率不斷升高，達到化學(xué)反應(yīng)邊界，形成初始火焰，這段時間火焰燃燒強度變化不大。
（3）左側(cè)旋流器點火（t=9～21 ms）：初始火焰順流線方向傳遞到兩旋流器之間的區(qū)域，并迅速擴張，燃燒強度也同時迅速增高，直到左側(cè)頭部點火成功。
（4）中間旋流器點火（t=21～27 ms）：左側(cè)旋流器點火成功后，隨下游火焰擴散出燃燒室，左側(cè)區(qū)域亮度下降，而中間旋流器還未完全點燃，此時曲線出現(xiàn)一個駐點，燃燒強度一段時間內(nèi)不再增加甚至減小，之后再繼續(xù)增加，直到中間旋流器點火成功。
（5）右側(cè)旋流器點火（t=27～37 ms）：中間旋流器點火成功后，與上一過程相同，曲線又出現(xiàn)一個駐點，之后再繼續(xù)增加，直到右側(cè)旋流器點火成功，燃燒室整體點火成功后，隨下游火焰擴散出燃燒室，亮度積分曲線下降至穩(wěn)定。
圖7 發(fā)光強度積分隨時間變化曲線圖（L2 截面）Fig.7 Variation of integrated chemiluminescent intensity of flame with time (L2)
2.2 當(dāng)量比與周向點火過程相關(guān)性分析
為對比當(dāng)量比變化對周向點火過程的影響，圖8 給出了壓損為1.5%、點火油氣比為0.04（當(dāng)量比0.6）時點火位置截面點火過程示意圖。由圖中可以看出:從點火熱源形成到初始火焰形成這兩個階段，兩組當(dāng)量比所用時間基本相同；在初始火焰發(fā)展階段，火焰在兩頭部間擴張速率明顯減小，左側(cè)旋流器點火的時間相比油氣比為0.05時增加了4 ms，且整體燃燒強度減??；中間旋流器與右側(cè)旋流器點火階段，兩組當(dāng)量比所用時間又基本相同，在這兩個階段里，當(dāng)量比主要影響的是火焰的燃燒強度，以及反應(yīng)邊界的范圍。從圖中還可以看出：在低油氣比工況下，由于火焰放熱速率的減小，火焰始終沒有傳遞到中間旋流器下側(cè)區(qū)域，點火成功后，整體反應(yīng)區(qū)面積也減小了很多。
圖8 L2 截面點火過程示意圖（油氣比=0.04）Fig.8 Ignition process at L2 (FAR=0.04)
如圖9 所示給出了不同當(dāng)量比下火焰化學(xué)發(fā)光積分強度隨時間變化曲線，可以看出隨當(dāng)量比增大，燃燒室周向點火所用時間是不斷減小的，τ0.04=42 ms、τ0.05=37 ms、τ0.06=33.5 ms。從圖中曲線同樣可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)量比的變化主要影響為：（1）發(fā)光積分強度的大小，它隨當(dāng)量比增加而增加，它能夠反映反應(yīng)區(qū)域的范圍以及反應(yīng)區(qū)域內(nèi)火焰燃燒強度；（2）初始火焰形成到左側(cè)旋流器被點燃的這一段時間的大小，它隨當(dāng)量比增加而減小，因為在初始火焰的發(fā)展階段，火焰尺度較小，此時火焰?zhèn)鞑ニ俣仁遣粩嘣黾拥?，燃后氣體溫度隨當(dāng)量比增加而上升，產(chǎn)生更顯著的體積熱膨脹效應(yīng)，同時更大的當(dāng)量比對應(yīng)更大的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?，所以火焰?zhèn)鞑ニ脮r間隨當(dāng)量比增加而減小。而在左側(cè)旋流器被點燃后，燃燒強度增大，火焰尺度增大到最大湍流渦尺度后，火焰停止加速，此時湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣然痉€(wěn)定，只與湍流脈動速度和來流平均速度大小有關(guān)，由于試驗中模型與總壓損失均未發(fā)生改變，所以在后兩階段中火焰?zhèn)鞑ニ俣然鞠嗤?/p>
當(dāng)量比對與周向點火時間的影響主要有3 個因素：層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?、燃后氣體的熱膨脹效應(yīng)和湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣?。航空煤油RP?3 的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饕c當(dāng)量比、初始溫度、初始壓力有關(guān)，根據(jù)Metghalchi 和Keck[8]提出的經(jīng)驗公式有
式中：SL0為T0=400 K、p0=0.1 MPa 時RP?3 的 層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?，?為當(dāng)量比。又根據(jù)等Wu 等[9]提出的經(jīng)驗公式，有
圖9 不同當(dāng)量比下火焰化學(xué)發(fā)光積分強度隨時間變化曲線Fig.9 Variation of integrated chemiluminescent intensity of flame with time on various equivalence ratio
式中SL為p0=0.1 MPa 時、RP?3 在任意溫度T 下的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?。因此可以求? 組當(dāng)量比下的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣萐L,0.04=16 cm/s，SL,0.05=25.8 cm/s，SL,0.06=33.2 cm/s?；鹧婷嬖谌己髿怏w段的傳播速度需考慮火焰的熱膨脹效應(yīng)，即
式中：Sb為燃后氣體的火焰?zhèn)鞑ニ俣?；ρL/ρb為氣體體積膨脹比，在常壓下，它只與溫升相關(guān)，因此可以求 得 ρL,0.04/ρb=4.733， ρL,0.05/ρb=5.46， ρL,0.06/ρb=6.16。
由于燃燒室內(nèi)流動會受到湍流的影響，火焰面的褶皺會影響火焰的傳播速度，湍流火焰速度與層流火焰速度的關(guān)系為
式中：St為湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣?；?為湍流火焰的褶皺因子。
式中：u'表示湍流脈動速度；α 和n 為模型常數(shù)。
根據(jù)葉沉然等[10?11]提出的概念，估計周向點火時間τ 量級為
式中：L 為火焰周向傳播的距離，三頭部燃燒室在兩個旋流器之間傳播的距離分別為L1?2=0.06 m、L2?3=0.06 m，周 向 整 體 傳 播 距 離L1?3=0.12 m，并可進一步定義流動加速系數(shù)
流動加速系數(shù)用來估計流動因素對周向火焰?zhèn)鞑タ傮w加速的效率，它包含湍流脈動對火焰面褶皺和旋流切向流動速度分量加速周向傳播等綜合因素，通過比較不同工況下或者不同過程中流動加速系數(shù)的大小，來評估熱膨脹效應(yīng)和流動因素對火焰?zhèn)鞑サ南鄬χ鲗?dǎo)作用。
表1 為 油 氣 比 和 流 動 加 速 系 數(shù) 的 關(guān) 系，、分別表示兩個旋流器之間火焰?zhèn)鞑サ牧鲃蛹铀傧禂?shù)，表示整個周向點火過程的流動加速系數(shù)。從表中可以看到，隨油氣比增加，流動加速系數(shù)不斷減??；且前兩個旋流器之間火焰?zhèn)鞑サ牧鲃蛹铀傧禂?shù)總是小于后兩個旋流器之間火焰?zhèn)鞑サ牧鲃蛹铀傧禂?shù)。
表1 油氣比與流動加速系數(shù)的關(guān)系Table 1 Relation between FAR and Ξ?
可以得到周向點火時間與流動加速系數(shù)、體積膨脹比、火焰層流傳播速度的關(guān)系為
為了評估熱膨脹效應(yīng)和流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)，定義一個宏觀上的火焰?zhèn)鞑ニ俣萐，其關(guān)系式為
對其兩邊取對數(shù)可以得到
圖10 各影響因子對火焰周向傳播速度的影響率Fig.10 Contribution of each factor to global flame propagation speed versus equivalence ratio
通過上式可以繪制如圖10 所示的關(guān)系圖，藍色區(qū)域?qū)?yīng)流動因素的影響，黃色區(qū)域?qū)?yīng)氣體熱膨脹效應(yīng)的影響，可以看出，在來流速度或總壓損失不變的情況下增加當(dāng)量比，藍色區(qū)域均逐漸減小，表明氣體的熱膨脹效應(yīng)增加，流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)相對減弱，所以流動加速系數(shù)隨當(dāng)量比增加而減?。粓D10（a）中火焰?zhèn)鞑ニ俣入S當(dāng)量比增大不斷增大，而在圖10（b）中它隨當(dāng)量比增大基本不變，這是因為在前兩個旋流器之間時，火焰處于初始發(fā)展階段，火焰?zhèn)鞑ニ俣仁遣粩嘣黾拥?，燃后氣體溫度隨當(dāng)量比增加而上升，產(chǎn)生更顯著的體積熱膨脹效應(yīng)，所以火焰?zhèn)鞑ニ俣入S當(dāng)量比增加而增加。在后兩個旋流器之間時，火焰尺度增大，火焰加速基本停止，傳播速度基本穩(wěn)定，只與湍流脈動速度和來流平均速度有關(guān)，所以火焰?zhèn)鞑ニ俣入S當(dāng)量比增加基本沒有變化。同時通過對比圖10（a,b）可以看到在初始火焰的發(fā)展階段，流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)影響較小，主要以氣體熱膨脹效應(yīng)為主導(dǎo)，這是因為在初始火焰形成時，火焰尺寸較小，由于只有尺度小于火焰尺寸的湍流渦系才能使火焰面發(fā)生褶皺，所以此時流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀儆绊戄^小，而隨著火焰發(fā)展，火焰尺寸逐漸增大，更多的渦系能夠?qū)鹧娈a(chǎn)生影響，所以此時流動加速系數(shù)會增大。
3 結(jié) 論
本文針對三頭部燃燒室試驗件，搭建了試驗測量平臺，使用二維PIV 流場測量技術(shù)，測量了燃燒室內(nèi)中心對稱截面和點火位置截面的冷態(tài)時均流場，并使用高速攝像機對不同當(dāng)量比下的點火過程進行了拍攝，通過將點火前冷態(tài)時均流場矢量圖與點火過程圖像相疊加的方式，探究了燃燒室的周向點火過程以及流動與點火過程中火焰發(fā)展的關(guān)聯(lián)，同時也探究了當(dāng)量比對周向點火過程的影響。得到了以下結(jié)論：
（1）通過流場和火焰形態(tài)的結(jié)果表明，初始火核主要在中心回流區(qū)邊界形成，其傳播過程具有階段性，先順流線方向進行傳遞，待燃燒強度增大到一定值后，火焰才開始向其他區(qū)域延伸。
（2）在相同壓損下，當(dāng)量比減小會使得燃燒室周向點火時間增加，其中主要為初始火焰發(fā)展階段的時間增加，當(dāng)量比由0.89 減小到0.6 時，周向點火時間由33.5 ms 增加到42 ms。
（3）在初始火焰的發(fā)展階段，氣體熱膨脹效應(yīng)對火焰?zhèn)鞑ゼ铀傩?yīng)占主導(dǎo)作用；而隨著火焰尺寸的增長，更多尺度的湍流渦能夠?qū)鹧媲颁h面進行擾動，導(dǎo)致流動對火焰的加速作用急劇增加，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍龃蟆?/p>
（4）在相同壓損下，當(dāng)量比由0.89 減小到0.6時，流動加速系數(shù)由1.75 增加到3.77，說明隨當(dāng)量比減小，湍流褶皺等流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)增大。
馮劍寒，郎旭東，金 武，任勇智，李建中
（1.南京航空航天大學(xué)能源與動力學(xué)院，南京210016；2.中國航空發(fā)動機集團有限公司湖南動力機械研究所，株洲412002）
隨航空工業(yè)的迅速發(fā)展，對航空發(fā)動機也提出了越來越高的要求，而航空發(fā)動機燃燒室作為航空發(fā)動機的三大核心部件之一，其性能直接影響整個發(fā)動機的性能。其中，點火啟動過程關(guān)系到飛行器的地面起飛與高空再點火等性能，對航空發(fā)動機運行的可靠性和安全性至關(guān)重要[1]。現(xiàn)代航空發(fā)動機多使用航空煤油作為燃料，燃燒室長度也越來越短，燃料駐留時間減少，這對點火性能提出更大挑戰(zhàn)，因此，縮短點火延遲時間，探究點火過程中火焰?zhèn)鞑サ臋C理對飛行器的安全至關(guān)重要。
點火是一個綜合了物理和化學(xué)反應(yīng)的復(fù)雜過程，影響點火過程及周向點火時間的因素錯綜復(fù)雜，國內(nèi)外進行了大量的研究。Bourgouin 等[2]使用丙烷和空氣作為預(yù)混氣，對實驗室尺度的燃燒室模型的點火與火焰?zhèn)鞑ミM行了機理研究，鑒別出周向點火的不同發(fā)展階段特征。Philip 等[3]采用大渦模擬（Large eddy simulation, LES）計算重現(xiàn)了Bour?gouin 等的實驗，并且將周向點火過程的不同階段進行了進一步的細化分析。Cordier 等[4?5]對多頭部矩形燃燒室模型進行研究，發(fā)現(xiàn)隨著噴嘴間距的變化，相鄰噴嘴間將出現(xiàn)“展向傳播”和“混合傳播”兩種火焰?zhèn)鞑ツＪ?。令狐昌鴻等[6]在環(huán)形旋流燃燒實驗平臺上也觀察到了類似的“混合傳播”周向火焰?zhèn)鞑ツＪ?。但對于多頭部和環(huán)形燃燒室點火過程的研究，目前多采用實驗室尺度的模型，而實際燃燒室加入旋流器、主燃孔、摻混孔等結(jié)構(gòu)后，流場結(jié)構(gòu)變得更加復(fù)雜，火焰?zhèn)鞑ミ^程也更加復(fù)雜，因此，使用先進激光技術(shù)對燃燒室流場結(jié)構(gòu)進行測量，結(jié)合流場對點火過程進行分析具有重要的意義。
Prieur 等[7]研究了不同當(dāng)量比及流速下的周向點火時間，發(fā)現(xiàn)周向點火時間隨當(dāng)量比的增大而減小，同時他還比較了3 種不同燃料的周向點火時間，發(fā)現(xiàn)不同燃料特性對點火時間存在影響。Bourgouin 等[2]通過數(shù)值模擬和實驗的方法研究了流速對周向點火時間的影響，發(fā)現(xiàn)周向點火時間隨流速增大而減小。眾多研究表明當(dāng)量比與燃燒室周向火焰?zhèn)鞑C理有著密不可分的關(guān)系，但對其定量關(guān)系的研究依然十分缺乏，需要進行進一步的探究。
本文針對三頭部燃燒室，使用二維粒子圖像測速儀（Particle image velocimetry, PIV）測量燃燒室內(nèi)不同截面位置的冷態(tài)時均流場，并使用高速攝像機拍攝燃燒室不同當(dāng)量比下的點火過程。結(jié)合冷態(tài)時均流場與點火過程測量結(jié)果分析流動與點火過程中火焰發(fā)展的關(guān)聯(lián)，以及當(dāng)量比對周向點火過程的影響。
1 試驗系統(tǒng)及方法
如圖1 所示為燃燒室的整體試驗系統(tǒng)圖，建立燃燒室的試驗系統(tǒng)主要包括：燃燒室、供氣系統(tǒng)、供油系統(tǒng)、點火系統(tǒng)及光學(xué)測量系統(tǒng)。氣源由最大流量為1.5 kg/s,供氣壓力在0.005～0.07 MPa 范圍內(nèi)可調(diào)的羅茨風(fēng)機供給，然后通過5 路支管分別對燃燒室進行供氣，在每一路支管上都安裝有閥門、渦街流量計以及浮子流量計，能夠?qū)崿F(xiàn)對每一支管流量的精準(zhǔn)控制；同時在燃燒室各進口處均開有測壓管，通過與水排連接來對進口總壓進行測量。試驗采用RP?3 液態(tài)航空煤油作為燃料，通過3 條油路對供油分別進行控制，每一條油路上都安裝有油泵以及壓力表，試驗選取的壓力表量程為0～1.4 MPa。試驗采用高能點火器進行點火，點火能量為0.4 J，點火頻率為2 Hz。
試驗使用PIV 來測量流場結(jié)構(gòu)，采用平均直徑為10 μm 的玻璃微珠作為示蹤粒子，噴注位置設(shè)置在進氣總管上，通過長距離的混合來保證示蹤粒子分布的均勻性。試驗采用的激光器為Nd：YAG 雙脈沖激光器，激光波長532 nm，最大工作頻率為15 Hz，數(shù)字相機為Bobcat B2041 型，同步控制器為Micro Pulse 752 型，保證激光器、數(shù)字相機和圖像采集器之間的協(xié)調(diào)工作。
試驗使用高速相機來記錄點火和火焰?zhèn)鞑グl(fā)展的過程，相機分辨率為1 280 像素×1 088 像素，拍攝頻率為1 000 Hz，試驗時通過相機對焦至燃燒室特定截面位置來記錄燃燒過程化學(xué)自發(fā)光成像的發(fā)光強度值。
試驗研究的三頭部燃燒室矩形件如圖2（a）所示，模型采用分布式進氣的方式，通過頭部、上下主燃孔、上下?lián)交炜讍为氝M氣來實現(xiàn)對各路流量的精準(zhǔn)控制。如圖2（b）所示燃燒室3 個旋流器分別安裝在旋流器安裝板上，各旋流器間中心間距為60 mm，燃燒室采用噴霧錐角為78°的氣動霧化噴嘴，安裝在3 個旋流器的中心位置，點火電嘴分別布置在中間和左側(cè)旋流器位置，其中心距離旋流器出口7.5 mm，其放電端面距離燃燒室上壁面2 mm。在燃燒室主體結(jié)構(gòu)上，布置了主燃孔和摻混孔，它們與旋流器之間的比例分別為1∶1 和1∶3，其分布方式均正對旋流器中心位置。為了實現(xiàn)燃燒室軸向平面和周向平面的光學(xué)測量，在燃燒室的側(cè)面布置有觀察窗1，其高度與燃燒室平齊，長度為110 mm，能夠?qū)θ紵抑魅紖^(qū)、中間區(qū)及摻混區(qū)上游軸向截面的流場與火焰結(jié)構(gòu)進行測量，在燃燒室末端布置有觀察窗2，它能對燃燒室整個周向截面的流場與火焰結(jié)構(gòu)進行測量。燃燒室出口設(shè)置在模型的側(cè)面。
PIV 與點火試驗的測量截面及點火位置如圖3所示，L1 為中心對稱截面，L2 為點火位置截面，點火位置1 布置在中間頭部，點火位置2 布置在左側(cè)頭部，點火模式為SFFL 模式，即先啟動點火器形成電火花后再通燃氣。
圖1 試驗系統(tǒng)圖Fig.1 Schematic of experimental system
圖2 三頭部燃燒室模型Fig.2 Triple?dome combustor model
圖3 測量截面及點火位置示意圖Fig.3 Schematic diagram of measuring sections and ignition positions
2 結(jié)果與討論
2.1 燃燒室點火過程分析
如圖4 所示為燃燒室中心對稱截面點火過程示意圖（點火器位置用白色虛線標(biāo)出），進口為常溫常壓，總壓壓損系數(shù)δ=1.5%，點火油氣比FAR=0.05（當(dāng)量比φ=0.744），如圖4（a）所示點火過程的原始圖像以灰度圖像的形式輸出，為了突出點火過程中火焰發(fā)展的細節(jié)以及邊界輪廓，對圖像進行了歸一化偽色彩處理（圖4（b）），圖中標(biāo)尺代表圖片任意像素的發(fā)光強度與圖片最大發(fā)光強度之比I0/Imax，量綱為一。同時將點火前冷態(tài)時均流場矢量圖與火焰圖像相疊加，可反映出燃燒室點火過程中流動對火焰發(fā)展的影響。從圖中可以看到：電火花放電加熱附近混氣，形成了初始火核（t=1 ms）；由于電火花放電能量被周圍未燃混氣所吸收，主燃區(qū)附近燃油蒸發(fā)也需要吸收熱量，初始火核的發(fā)光強度首先會減小，同時，因為中心回流區(qū)附近燃油與空氣摻混效果最佳，初始火核的位置由點火器附近移動到了中心回流區(qū)的上側(cè)，并在這里形成了點火熱源（t=3～5 ms）；點火熱源不斷放熱，此時雖然主燃區(qū)附近火焰燃燒強度很小，但是未燃混氣的溫度在不斷升高（t=5～9 ms）；中心回流區(qū)附近區(qū)域開始發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，形成了初始火焰（t=9～11 ms）；初始火焰在中心回流區(qū)高度以內(nèi)向徑向傳播，并沿回流區(qū)流線向旋流器附近進行軸向傳播（t=11～13 ms）；初始火焰在主燃區(qū)的燃燒強度提高，同時部分火焰越過主燃孔射流傳播到了中間區(qū)部分，主要分布在中間區(qū)的局部回流區(qū)附近（t=13～15 ms）；火焰燃燒強度迅速提高，此時火焰主要分布在主燃孔射流上下兩側(cè)的區(qū)域，因為此時主燃區(qū)旋流器附近已經(jīng)處于富油狀態(tài)，而主燃孔射流帶入的空氣形成快速猝熄作用使得這部分區(qū)域最接近當(dāng)量比（t=15～17 ms）；火焰持續(xù)擴大，但由于上下主燃孔和上下?lián)交炜捉粎R處會產(chǎn)生較大的速度梯度，此區(qū)域內(nèi)氣流負向速度增加，燃油駐留時間減小，所以火焰擴張趨勢呈環(huán)形，其結(jié)構(gòu)類似“C”形（t=17～19 ms）；隨著火焰不斷擴大，化學(xué)反應(yīng)速率不斷提高，燃油蒸發(fā)率及未燃混氣溫度大幅增加，又將進一步促進化學(xué)反應(yīng)速率的提高，在這一對正反饋作用下，燃燒室點火成功（t=19～27 ms）。
圖4 L1 截面點火過程示意圖Fig.4 Ignition process at L1
由于可近似認(rèn)為點火過程中火焰發(fā)光強度反映燃燒反應(yīng)的瞬時放熱速率，繪制出點火過程中的發(fā)光強度積分隨時間變化的曲線如圖5 所示。可以發(fā)現(xiàn)燃燒室點火過程在發(fā)光強度積分曲線上有階段性的變化，大致分為以下3 個階段，通過積分曲線能夠更加準(zhǔn)確地判斷點火時間：
（1）點火熱源形成（t=1～6 ms）：初始火核能量被未燃混氣及燃油蒸發(fā)所吸收后，燃燒強度迅速減小，在中心回流區(qū)邊界處形成點火熱源。
（2）初始火焰形成（t=6～11 ms）：在點火熱源的不斷加熱下，中心回流區(qū)內(nèi)開始形成了初始火焰，這段時間燃燒強度基本不變。
（3）燃燒室點火成功（t=11～27 ms）：分為兩個階段，第一階段初始火焰燃燒強度很小，火焰僅在中心回流區(qū)范圍內(nèi)發(fā)展，曲線增加速率很低；第二階段燃燒強度增加到一定大小后，部分火焰?zhèn)鬟f到中間區(qū)，并呈“C”形環(huán)形擴張，曲線增加速率迅速增大，最終燃燒室點火成功，之后隨下游火焰擴散出燃燒室，亮度積分曲線下降至穩(wěn)定。
如圖6 所示為點火位置截面周向點火過程示意圖，壓損為1.5%，點火油氣比為0.05（當(dāng)量比0.744），白色虛線標(biāo)示為旋流器中心位置，該截面能夠更加清晰地反映三頭部燃燒室周向點火過程中火焰的發(fā)展過程。從圖中可以看到：電火花放電加熱附近混氣，形成了初始火核（t=1 ms）；未燃混氣與燃油蒸發(fā)吸熱，初始火核燃燒強度減小，在點火器位置附近形成點火熱源（t=3～5 ms）；點火熱源不斷放熱，未燃燃氣溫度與燃油蒸發(fā)速率不斷升高，達到化學(xué)反應(yīng)邊界，在點火熱源附近形成了初始火焰（t=5～9 ms）；初始火焰一方面沿徑向傳播，這部分火焰燃燒強度增加，另一方面也沿周向向右傳播到兩旋流器之間的部分，火焰基本沒有向旋流器左側(cè)傳播，可以發(fā)現(xiàn)，燃燒強度較低的初始火焰更易順流線方向進行傳遞(t=9～11 ms)；火焰在兩旋流器之間部分迅速擴張，由于中間旋流器中心形成的局部回流區(qū)的旋向為順時針方向，其上側(cè)流線與火焰邊界平行，所以火焰延伸了過去，但其下側(cè)流線與火焰?zhèn)鬟f方向相反，所以火焰并沒有傳遞過去（t=11～15 ms）；火焰燃燒強度繼續(xù)增加，達到一定大小時，火焰開始向左側(cè)旋流器左側(cè)區(qū)域傳遞，直到左側(cè)旋流器點火成功（t=15～21ms）；中間旋流器上側(cè)的火焰向右傳遞到了右側(cè)旋流器中心，同時其下側(cè)也被點燃，這時中間旋流器點火成功（t=21～27 ms）；此時火焰燃燒強度高，火焰?zhèn)鞑ナ芰鲌鼋Y(jié)構(gòu)的影響較小，由已經(jīng)傳遞到右側(cè)旋流器中心的火焰在右側(cè)旋流器內(nèi)呈環(huán)狀擴散傳播，最終燃燒室整體點火成功（t=27～37 ms）。
圖5 發(fā)光強度積分隨時間變化曲線圖（L1 截面）Fig.5 Variation of integrated chemiluminescent intensity of flame with time (L1)
圖6 L2 截面點火過程示意圖（氣比=0.05）Fig.6 Ignition process at L2 (FAR=0.05)
如圖7 所示燃燒室左側(cè)周向點火過程在發(fā)光強度積分曲線上也有階段性的變化，大致分為以下5 個階段，由于周向點火過程也包含了單個頭部點火過程，所以前3 個階段是一致的：
（1）點火熱源形成（t=1～5 ms）：初始火核能量被未燃混氣及燃油蒸發(fā)所吸收后，燃燒強度迅速減小，并在點火器附近形成點火熱源。
（2）初始火焰形成（t=5～9 ms）：隨未燃燃氣溫度與燃油蒸發(fā)速率不斷升高，達到化學(xué)反應(yīng)邊界，形成初始火焰，這段時間火焰燃燒強度變化不大。
（3）左側(cè)旋流器點火（t=9～21 ms）：初始火焰順流線方向傳遞到兩旋流器之間的區(qū)域，并迅速擴張，燃燒強度也同時迅速增高，直到左側(cè)頭部點火成功。
（4）中間旋流器點火（t=21～27 ms）：左側(cè)旋流器點火成功后，隨下游火焰擴散出燃燒室，左側(cè)區(qū)域亮度下降，而中間旋流器還未完全點燃，此時曲線出現(xiàn)一個駐點，燃燒強度一段時間內(nèi)不再增加甚至減小，之后再繼續(xù)增加，直到中間旋流器點火成功。
（5）右側(cè)旋流器點火（t=27～37 ms）：中間旋流器點火成功后，與上一過程相同，曲線又出現(xiàn)一個駐點，之后再繼續(xù)增加，直到右側(cè)旋流器點火成功，燃燒室整體點火成功后，隨下游火焰擴散出燃燒室，亮度積分曲線下降至穩(wěn)定。
圖7 發(fā)光強度積分隨時間變化曲線圖（L2 截面）Fig.7 Variation of integrated chemiluminescent intensity of flame with time (L2)
2.2 當(dāng)量比與周向點火過程相關(guān)性分析
為對比當(dāng)量比變化對周向點火過程的影響，圖8 給出了壓損為1.5%、點火油氣比為0.04（當(dāng)量比0.6）時點火位置截面點火過程示意圖。由圖中可以看出:從點火熱源形成到初始火焰形成這兩個階段，兩組當(dāng)量比所用時間基本相同；在初始火焰發(fā)展階段，火焰在兩頭部間擴張速率明顯減小，左側(cè)旋流器點火的時間相比油氣比為0.05時增加了4 ms，且整體燃燒強度減??；中間旋流器與右側(cè)旋流器點火階段，兩組當(dāng)量比所用時間又基本相同，在這兩個階段里，當(dāng)量比主要影響的是火焰的燃燒強度，以及反應(yīng)邊界的范圍。從圖中還可以看出：在低油氣比工況下，由于火焰放熱速率的減小，火焰始終沒有傳遞到中間旋流器下側(cè)區(qū)域，點火成功后，整體反應(yīng)區(qū)面積也減小了很多。
圖8 L2 截面點火過程示意圖（油氣比=0.04）Fig.8 Ignition process at L2 (FAR=0.04)
如圖9 所示給出了不同當(dāng)量比下火焰化學(xué)發(fā)光積分強度隨時間變化曲線，可以看出隨當(dāng)量比增大，燃燒室周向點火所用時間是不斷減小的，τ0.04=42 ms、τ0.05=37 ms、τ0.06=33.5 ms。從圖中曲線同樣可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)量比的變化主要影響為：（1）發(fā)光積分強度的大小，它隨當(dāng)量比增加而增加，它能夠反映反應(yīng)區(qū)域的范圍以及反應(yīng)區(qū)域內(nèi)火焰燃燒強度；（2）初始火焰形成到左側(cè)旋流器被點燃的這一段時間的大小，它隨當(dāng)量比增加而減小，因為在初始火焰的發(fā)展階段，火焰尺度較小，此時火焰?zhèn)鞑ニ俣仁遣粩嘣黾拥?，燃后氣體溫度隨當(dāng)量比增加而上升，產(chǎn)生更顯著的體積熱膨脹效應(yīng)，同時更大的當(dāng)量比對應(yīng)更大的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?，所以火焰?zhèn)鞑ニ脮r間隨當(dāng)量比增加而減小。而在左側(cè)旋流器被點燃后，燃燒強度增大，火焰尺度增大到最大湍流渦尺度后，火焰停止加速，此時湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣然痉€(wěn)定，只與湍流脈動速度和來流平均速度大小有關(guān)，由于試驗中模型與總壓損失均未發(fā)生改變，所以在后兩階段中火焰?zhèn)鞑ニ俣然鞠嗤?/p>
當(dāng)量比對與周向點火時間的影響主要有3 個因素：層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?、燃后氣體的熱膨脹效應(yīng)和湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣?。航空煤油RP?3 的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣戎饕c當(dāng)量比、初始溫度、初始壓力有關(guān)，根據(jù)Metghalchi 和Keck[8]提出的經(jīng)驗公式有
式中：SL0為T0=400 K、p0=0.1 MPa 時RP?3 的 層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?，?為當(dāng)量比。又根據(jù)等Wu 等[9]提出的經(jīng)驗公式，有
圖9 不同當(dāng)量比下火焰化學(xué)發(fā)光積分強度隨時間變化曲線Fig.9 Variation of integrated chemiluminescent intensity of flame with time on various equivalence ratio
式中SL為p0=0.1 MPa 時、RP?3 在任意溫度T 下的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣?。因此可以求? 組當(dāng)量比下的層流火焰?zhèn)鞑ニ俣萐L,0.04=16 cm/s，SL,0.05=25.8 cm/s，SL,0.06=33.2 cm/s?；鹧婷嬖谌己髿怏w段的傳播速度需考慮火焰的熱膨脹效應(yīng)，即
式中：Sb為燃后氣體的火焰?zhèn)鞑ニ俣?；ρL/ρb為氣體體積膨脹比，在常壓下，它只與溫升相關(guān)，因此可以求 得 ρL,0.04/ρb=4.733， ρL,0.05/ρb=5.46， ρL,0.06/ρb=6.16。
由于燃燒室內(nèi)流動會受到湍流的影響，火焰面的褶皺會影響火焰的傳播速度，湍流火焰速度與層流火焰速度的關(guān)系為
式中：St為湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣?；?為湍流火焰的褶皺因子。
式中：u'表示湍流脈動速度；α 和n 為模型常數(shù)。
根據(jù)葉沉然等[10?11]提出的概念，估計周向點火時間τ 量級為
式中：L 為火焰周向傳播的距離，三頭部燃燒室在兩個旋流器之間傳播的距離分別為L1?2=0.06 m、L2?3=0.06 m，周 向 整 體 傳 播 距 離L1?3=0.12 m，并可進一步定義流動加速系數(shù)
流動加速系數(shù)用來估計流動因素對周向火焰?zhèn)鞑タ傮w加速的效率，它包含湍流脈動對火焰面褶皺和旋流切向流動速度分量加速周向傳播等綜合因素，通過比較不同工況下或者不同過程中流動加速系數(shù)的大小，來評估熱膨脹效應(yīng)和流動因素對火焰?zhèn)鞑サ南鄬χ鲗?dǎo)作用。
表1 為 油 氣 比 和 流 動 加 速 系 數(shù) 的 關(guān) 系，、分別表示兩個旋流器之間火焰?zhèn)鞑サ牧鲃蛹铀傧禂?shù)，表示整個周向點火過程的流動加速系數(shù)。從表中可以看到，隨油氣比增加，流動加速系數(shù)不斷減??；且前兩個旋流器之間火焰?zhèn)鞑サ牧鲃蛹铀傧禂?shù)總是小于后兩個旋流器之間火焰?zhèn)鞑サ牧鲃蛹铀傧禂?shù)。
表1 油氣比與流動加速系數(shù)的關(guān)系Table 1 Relation between FAR and Ξ?
可以得到周向點火時間與流動加速系數(shù)、體積膨脹比、火焰層流傳播速度的關(guān)系為
為了評估熱膨脹效應(yīng)和流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)，定義一個宏觀上的火焰?zhèn)鞑ニ俣萐，其關(guān)系式為
對其兩邊取對數(shù)可以得到
圖10 各影響因子對火焰周向傳播速度的影響率Fig.10 Contribution of each factor to global flame propagation speed versus equivalence ratio
通過上式可以繪制如圖10 所示的關(guān)系圖，藍色區(qū)域?qū)?yīng)流動因素的影響，黃色區(qū)域?qū)?yīng)氣體熱膨脹效應(yīng)的影響，可以看出，在來流速度或總壓損失不變的情況下增加當(dāng)量比，藍色區(qū)域均逐漸減小，表明氣體的熱膨脹效應(yīng)增加，流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)相對減弱，所以流動加速系數(shù)隨當(dāng)量比增加而減?。粓D10（a）中火焰?zhèn)鞑ニ俣入S當(dāng)量比增大不斷增大，而在圖10（b）中它隨當(dāng)量比增大基本不變，這是因為在前兩個旋流器之間時，火焰處于初始發(fā)展階段，火焰?zhèn)鞑ニ俣仁遣粩嘣黾拥?，燃后氣體溫度隨當(dāng)量比增加而上升，產(chǎn)生更顯著的體積熱膨脹效應(yīng)，所以火焰?zhèn)鞑ニ俣入S當(dāng)量比增加而增加。在后兩個旋流器之間時，火焰尺度增大，火焰加速基本停止，傳播速度基本穩(wěn)定，只與湍流脈動速度和來流平均速度有關(guān)，所以火焰?zhèn)鞑ニ俣入S當(dāng)量比增加基本沒有變化。同時通過對比圖10（a,b）可以看到在初始火焰的發(fā)展階段，流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)影響較小，主要以氣體熱膨脹效應(yīng)為主導(dǎo)，這是因為在初始火焰形成時，火焰尺寸較小，由于只有尺度小于火焰尺寸的湍流渦系才能使火焰面發(fā)生褶皺，所以此時流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀儆绊戄^小，而隨著火焰發(fā)展，火焰尺寸逐漸增大，更多的渦系能夠?qū)鹧娈a(chǎn)生影響，所以此時流動加速系數(shù)會增大。
3 結(jié) 論
本文針對三頭部燃燒室試驗件，搭建了試驗測量平臺，使用二維PIV 流場測量技術(shù)，測量了燃燒室內(nèi)中心對稱截面和點火位置截面的冷態(tài)時均流場，并使用高速攝像機對不同當(dāng)量比下的點火過程進行了拍攝，通過將點火前冷態(tài)時均流場矢量圖與點火過程圖像相疊加的方式，探究了燃燒室的周向點火過程以及流動與點火過程中火焰發(fā)展的關(guān)聯(lián)，同時也探究了當(dāng)量比對周向點火過程的影響。得到了以下結(jié)論：
（1）通過流場和火焰形態(tài)的結(jié)果表明，初始火核主要在中心回流區(qū)邊界形成，其傳播過程具有階段性，先順流線方向進行傳遞，待燃燒強度增大到一定值后，火焰才開始向其他區(qū)域延伸。
（2）在相同壓損下，當(dāng)量比減小會使得燃燒室周向點火時間增加，其中主要為初始火焰發(fā)展階段的時間增加，當(dāng)量比由0.89 減小到0.6 時，周向點火時間由33.5 ms 增加到42 ms。
（3）在初始火焰的發(fā)展階段，氣體熱膨脹效應(yīng)對火焰?zhèn)鞑ゼ铀傩?yīng)占主導(dǎo)作用；而隨著火焰尺寸的增長，更多尺度的湍流渦能夠?qū)鹧媲颁h面進行擾動，導(dǎo)致流動對火焰的加速作用急劇增加，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍龃蟆?/p>
（4）在相同壓損下，當(dāng)量比由0.89 減小到0.6時，流動加速系數(shù)由1.75 增加到3.77，說明隨當(dāng)量比減小，湍流褶皺等流動因素對火焰?zhèn)鞑サ募铀傩?yīng)增大。
