王金石,蘇守國(guó),蘇利民,蔡驍,王金華,黃佐華

(西安交通大學(xué)動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

航空發(fā)動(dòng)機(jī)是飛機(jī)的核心裝置,燃燒室是其最主要的高溫部件,工作條件極為惡劣。在高溫、高壓的燃燒火焰下,燃燒室承受著高強(qiáng)度的熱負(fù)荷和熱沖擊負(fù)荷[1-2]。為了確保工作安全及延長(zhǎng)燃燒室的使用壽命,對(duì)燃燒室壁面進(jìn)行合理的冷卻十分必要。航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室為了保護(hù)燃燒室內(nèi)壁,一般會(huì)在壁面上開(kāi)冷卻孔或冷卻狹縫,來(lái)自壓氣機(jī)的一部分空氣會(huì)在此進(jìn)入到燃燒室中沿著壁面流動(dòng),氣膜冷卻是高效冷卻結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中不可缺少的一種方案[3-6]。在燃燒組織方面,現(xiàn)代燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室往往采用貧油預(yù)混(LP)或貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)(LPP)燃燒,以降低火焰溫度,從而減少熱力型NOx[7-9]的排放,但貧油燃燒往往會(huì)帶來(lái)如燃燒振蕩以及貧油吹熄等問(wèn)題[10]。貧油熄火(LBO)極限是評(píng)價(jià)燃燒室性能的一個(gè)重要參數(shù),特別是對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)而言[11],LBO的發(fā)生將會(huì)嚴(yán)重危害到飛機(jī)的安全運(yùn)行[12]。

關(guān)于影響LBO性能的各種因素目前已經(jīng)有了不少的研究。Sturgess等[13]研究了不同燃燒室負(fù)荷下背壓對(duì)LBO極限的影響,研究發(fā)現(xiàn)出口背壓越高,燃燒室負(fù)荷越大,LBO極限就越低。Lieuwen等[14]研究了不同燃料成分的化學(xué)動(dòng)力學(xué)時(shí)間對(duì)貧油預(yù)混燃燒室LBO性能的影響。對(duì)于噴霧火焰,一些研究人員強(qiáng)調(diào)了液滴直徑對(duì)燃燒速率和火焰穩(wěn)定性的影響,特別是在接近LBO的工況下。Hayashi等[15]研究了液滴大小對(duì)乙醇和正辛烷噴霧火焰?zhèn)鞑ニ俣?、結(jié)構(gòu)的影響,發(fā)現(xiàn)在相同的油氣比下,大液滴的存在加快了燃燒速度。Mizutani等[16-17]向丙烷-空氣混合物中加入了少量煤油液滴來(lái)進(jìn)行類(lèi)似的研究,發(fā)現(xiàn)當(dāng)總體油氣比不變時(shí),隨著煤油液滴數(shù)量的增加,燃燒速度和火焰?zhèn)鞑ニ俣榷硷@著增加,穩(wěn)定燃燒的面積也得到擴(kuò)大。Grohmann等[18-19]發(fā)現(xiàn),預(yù)熱空氣能有效拓寬貧油吹熄極限。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室燃燒為噴霧燃燒,涉及到噴霧霧化、液滴蒸發(fā)及混合過(guò)程,燃燒時(shí)存在著復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng),是湍流-化學(xué)高度耦合的一個(gè)過(guò)程[20]。LBO是由化學(xué)動(dòng)力學(xué)和流體力學(xué)時(shí)間尺度之間的競(jìng)爭(zhēng)決定的,對(duì)于噴霧火焰,這些因素也會(huì)影響LBO,但由于液滴的影響,會(huì)更加復(fù)雜[21]。為了解析流動(dòng)-熱-化學(xué)耦合的湍流噴霧燃燒過(guò)程,發(fā)展先進(jìn)的測(cè)量技術(shù),尤其是非接觸式光學(xué)診斷技術(shù)是非常有意義的。激光診斷技術(shù)由于其高時(shí)間和空間分辨率,高靈敏度,非接觸式測(cè)量等優(yōu)勢(shì)成為了當(dāng)前研究湍流噴霧燃燒的重要測(cè)量手段[22]。其中,在組分分布和火焰結(jié)構(gòu)測(cè)量中,常使用平面激光誘導(dǎo)熒光技術(shù)。平面激光誘導(dǎo)熒光(PLIF)技術(shù)是將平面激光打在待測(cè)截面上,激光波長(zhǎng)被調(diào)諧到待測(cè)組分的某個(gè)吸收線,然后該組分吸收光子,被激發(fā)到電子激發(fā)態(tài)并發(fā)出熒光。在線性區(qū)內(nèi),熒光強(qiáng)度與組分濃度成正比,通過(guò)觀察熒光的強(qiáng)弱,可以判斷出組分的相對(duì)濃度分布。PLIF具有高時(shí)間和空間分辨率、非侵入性、對(duì)多種組分敏感等優(yōu)點(diǎn),使其在燃燒學(xué)中得到廣泛應(yīng)用[23]。

關(guān)于燃燒室壁面冷卻空氣,已經(jīng)有學(xué)者做了研究。王子碩等[24]在KJ-66微型渦噴發(fā)動(dòng)機(jī)模型上開(kāi)展了氣膜冷卻研究,主要關(guān)注了氣膜孔排布方式和燃燒室外環(huán)的擴(kuò)張孔對(duì)氣膜冷卻效果及燃燒室整體性能的影響。Wurm等[25]通過(guò)PIV技術(shù)測(cè)量了燃燒室流場(chǎng),分析了旋流進(jìn)氣對(duì)冷卻氣膜的影響。目前國(guó)內(nèi)外在燃燒室氣膜冷卻這方面還缺少冷卻氣膜的加入對(duì)燃燒組織的影響的相關(guān)研究。燃燒室的冷卻空氣在燃燒室中沿著壁面流動(dòng),會(huì)與燃油混合并發(fā)生反應(yīng),還會(huì)影響燃燒室內(nèi)的流場(chǎng),改變回流區(qū)結(jié)構(gòu)。為了研究冷卻空氣對(duì)貧油吹熄特性的影響,本文在一帶有氣膜冷卻的旋流燃燒室上開(kāi)展了RP-3噴霧燃燒的激光診斷實(shí)驗(yàn),開(kāi)展了不同壁面冷卻空氣占比的燃燒室貧熄極限測(cè)量及OH-PLIF火焰結(jié)構(gòu)測(cè)量工作,并給出了壁面冷卻空氣對(duì)單頭部燃燒室貧熄特性的影響規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)方法及研究方案

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

用于實(shí)驗(yàn)的雙旋流模型燃燒室示意圖如圖1所示。RP-3航空煤油由使用氮?dú)獾募訅汗薰?yīng),燃油流量由燃油質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量。使用的噴嘴是離心壓力霧化噴嘴,產(chǎn)生噴射到燃燒室中心的空心錐噴霧。燃燒室的橫截面為90 mm×90 mm,長(zhǎng)度為180 mm。燃燒室周?chē)惭b了石英玻璃,以提供全視窗的光學(xué)訪問(wèn),其中兩面拍攝側(cè)的玻璃尺寸為90 mm×120 mm,激光入射側(cè)與透過(guò)側(cè)的石英玻璃尺寸為30 mm×120 mm,玻璃厚度均為14 mm。

(a)燃燒室整體結(jié)構(gòu)

通過(guò)加熱器或常溫的空氣流過(guò)長(zhǎng)度為2 m的DN40金屬編織管進(jìn)入到入口段,入口段直徑從40 mm漸擴(kuò)至90 mm。測(cè)溫測(cè)壓段為內(nèi)徑90 mm,長(zhǎng)度200 mm的圓管,圓管上安裝有熱電偶和壓力表對(duì)來(lái)流空氣進(jìn)行測(cè)溫和測(cè)壓,所使用的熱電偶為K型熱電偶,測(cè)量范圍為0～600℃,壓力表量程為0～0.6 MPa。整流段橫截面為90 mm×90 mm的方形,上面安裝有一塊整流孔板(3),孔徑為4 mm,孔隙率為31%,厚度為30 mm。整流后的空氣經(jīng)過(guò)兩級(jí)軸向旋流器后進(jìn)入燃燒室,旋流器為兩級(jí)軸向布置,一級(jí)旋流器葉片角度為45°,內(nèi)徑為19 mm,外徑為35 mm,葉片數(shù)量為8個(gè),旋流數(shù)為0.8;二級(jí)旋流葉片角度為25°,內(nèi)徑為38 mm,外徑為48 mm,葉片數(shù)量為24個(gè),旋流數(shù)為0.4,如圖1所示。燃燒后,已燃?xì)怏w首先通過(guò)漸縮段,這能破壞燃燒場(chǎng)的渦流結(jié)構(gòu),由于已燃?xì)怏w溫度非常高,漸縮段采用水套進(jìn)行降溫。然后已燃?xì)怏w經(jīng)過(guò)臨界孔板流出,高壓環(huán)境的建立也是通過(guò)孔板實(shí)現(xiàn)的,在孔板處,流動(dòng)達(dá)到聲速。本研究只進(jìn)行了常壓下的實(shí)驗(yàn),未安裝臨界孔板。

燃燒室設(shè)有形成冷卻氣膜的結(jié)構(gòu),一方面可以吹掃玻璃壁面,具有冷卻作用,防止玻璃由于熱應(yīng)力碎裂;另一方面可以影響燃燒室內(nèi)部流場(chǎng)和燃燒場(chǎng),本文旨在研究引入冷卻空氣后對(duì)燃燒場(chǎng)的影響。圖1(c)中,在燃燒室四側(cè)的中央設(shè)有冷卻空氣入口,然后流經(jīng)狹縫形成氣膜,狹縫橫截面由2 mm×80 mm逐漸縮小至0.5 mm×80 mm。本文中流經(jīng)旋流器的空氣稱(chēng)為主流空氣,流量由量程1 000 L/min的空氣流量計(jì)控制;用于形成冷卻氣膜的空氣稱(chēng)為壁面冷卻空氣,流量由量程300 L/min的空氣流量計(jì)控制。

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

本文使用平面激光誘導(dǎo)熒光技術(shù)對(duì)燃燒時(shí)的組分場(chǎng)進(jìn)行測(cè)量。OH基熒光信號(hào)較強(qiáng),壽命較長(zhǎng),在噴霧燃燒中其分布可以表征放熱區(qū)的位置。本文采用的OH-PLIF測(cè)量系統(tǒng)如圖2所示。Nd: YAG泵浦激光器(Quantel Q-Smart 1 500)產(chǎn)生1 064 nm的激光,激光頻率為10 Hz,接著由二倍頻晶體將激光波長(zhǎng)調(diào)整為532 nm。隨后激光由一組反射鏡反射進(jìn)入到染料激光器(Quantel Q-Scan)中被進(jìn)一步調(diào)諧。染料激光器中可以添加不同組分的染料,將532 nm的激光調(diào)諧到不同的波段。本研究中使用Rhodamine 6G染料將入射激光進(jìn)行調(diào)諧,并經(jīng)過(guò)光柵分光產(chǎn)生566 nm的激光束,隨后通過(guò)BBO倍頻晶體變?yōu)?83 nm的激光,此時(shí)單脈沖激光能量約為15 mJ。激光束經(jīng)過(guò)片光元件得到高度約為12 mm,寬度約為0.5 mm的片光穿過(guò)燃燒室中央平面。

圖2 OH-PLIF測(cè)量系統(tǒng)Fig.2 OH-PLIF measurement system

OH熒光信號(hào)由ICCD相機(jī)(Andor DH334T-18U-E3)捕捉,并配備紫外鏡頭(Nikon Rayfact PF 10545MF-UV),焦距為105 mm,光圈大小為f/4.5。為了消除激光信號(hào)和雜散光的干擾,相機(jī)安裝有(310±10) nm的帶通濾波片收集OH信號(hào)。實(shí)驗(yàn)中,泵浦激光器Q開(kāi)關(guān)打開(kāi)時(shí)向OH-PLIF的ICCD相機(jī)輸出觸發(fā)信號(hào)。ICCD相機(jī)拍攝門(mén)寬為50 ns,用于拍攝瞬時(shí)的組分場(chǎng)。ICCD相機(jī)的分辨率為1 024×1 024像素,拍攝范圍均為103 mm×103 mm,拍攝了從燃燒室底部到距離燃燒室底部100 mm位置處的圖像,圖像的空間分辨率約為0.1 mm/像素。ICCD相機(jī)的拍攝頻率為4 Hz,實(shí)驗(yàn)中對(duì)于每個(gè)工況,連續(xù)拍攝300張圖片用于統(tǒng)計(jì)分析。

本文采用粒子/液滴圖像分析(PDIA)系統(tǒng)測(cè)量了實(shí)驗(yàn)使用的噴嘴在不同噴油壓力下噴霧粒徑的分布,測(cè)量系統(tǒng)如圖3所示。PDIA基于陰影圖像法拍攝焦平面上孤立的液滴,通過(guò)相關(guān)算法得到每個(gè)液滴的直徑。為了實(shí)現(xiàn)拍攝瞬時(shí)的液滴圖像,需要持續(xù)時(shí)間極短的穩(wěn)定背景光源,本文采用波長(zhǎng)為532 nm的脈沖Nd: YAG激光器作為光源(單脈沖激光能量約為120 mJ,脈寬小于10 ns,重復(fù)頻率為10 Hz)。激光透過(guò)擴(kuò)束器形成均勻的背景光,擴(kuò)束器頭部的透鏡直徑為120 mm,足夠照亮整個(gè)噴霧場(chǎng)。使用CCD相機(jī)(ImagerProX5M, 2 456×2 058像素)連接長(zhǎng)焦顯微鏡頭(LDM, Queststar QM1)捕捉局部液滴,視區(qū)范圍為4 mm×3.4 mm。CCD相機(jī)和顯微鏡頭安裝在電控三路定位器MC600上,位移精度為1 μm,用于捕捉不同位置的液滴圖片。利用LaVision公司的DaVis 8.0.0軟件處理陰影圖像,該軟件可以捕捉所拍攝陰影圖像中液滴的形態(tài),數(shù)量和尺寸等信息。實(shí)驗(yàn)在開(kāi)放空間下進(jìn)行,測(cè)試時(shí)沒(méi)有伴流空氣,僅測(cè)試噴嘴自身的噴霧粒徑分布基礎(chǔ)特性。

1.3 實(shí)驗(yàn)工況

本工作開(kāi)展的實(shí)驗(yàn)工況如表1所示,其中Ua為對(duì)應(yīng)工況下的空氣流量,UL為對(duì)應(yīng)工況下吹熄極限的熄火空氣流量,在本文中,將實(shí)際空氣流量為該工況下的熄火空氣流量的0.75時(shí)的火焰定義為穩(wěn)定火焰,實(shí)際空氣流量為該工況點(diǎn)下的熄火流量的0.95時(shí)的火焰定義為近吹熄工況。吹熄極限在固定實(shí)驗(yàn)熱功率分別為12.5、15、17.5、20、22.5、25 kW條件下進(jìn)行,其中熱功率的值為假設(shè)燃料完全燃燒所釋放的熱量,對(duì)應(yīng)的RP-3航空煤油流量為0.022～0.044 L/min。本文將通過(guò)旋流器的空氣稱(chēng)為主流空氣,通過(guò)燃燒室底部狹縫的空氣稱(chēng)為壁面冷卻空氣,壁面冷卻空氣流量占空氣流量總和的比例稱(chēng)為壁面冷卻空氣占比Xw,分別為0、0.1、0.2。主流和壁面冷卻空氣流量分別由量程為1 000、300 L/min的流量計(jì)控制。

表1 本文實(shí)驗(yàn)工況表Table 1 Experimental conditions

本研究中先用增空氣法測(cè)得了6個(gè)不同燃油流量下的吹熄極限,具體操作如下:將空氣流量調(diào)節(jié)至400 L/min,開(kāi)啟燃油閥門(mén)點(diǎn)火,待火焰穩(wěn)定后,先以10 L/(min·s)的速率逐漸增加空氣流量直至火焰熄滅,此時(shí)得到吹熄極限的粗略值;然后再去尋找吹熄極限精細(xì)值,在空氣流量接近粗略值時(shí),以總空氣流量10 L/min的階梯增加流量,其中要先調(diào)節(jié)壁面冷卻空氣的流量,因?yàn)檫@部分空氣對(duì)燃燒場(chǎng)的影響較小,待火焰穩(wěn)定30 s后才繼續(xù)增加流量直至熄火。其中每個(gè)工況點(diǎn)的吹熄極限測(cè)量重復(fù)3次后取平均值,其誤差來(lái)源主要為空氣流量以及燃油流量的波動(dòng),最終吹熄當(dāng)量比與熄火空氣流量的測(cè)量結(jié)果誤差不超過(guò)2%。對(duì)于激光診斷實(shí)驗(yàn),分別對(duì)穩(wěn)定火焰和近吹熄火焰進(jìn)行研究,兩者使用的空氣流量分別為熄火空氣流量的0.75、0.95倍。

2 結(jié)果與討論

2.1 噴嘴噴霧霧化粒徑分布特性

考慮到本文所使用的燃油噴嘴在不同的燃油流量(供油壓力)下的霧化效果(噴霧粒徑)會(huì)有所不同,而燃燒室中的旋流噴霧火焰的吹熄受到流場(chǎng)以及霧化效果的共同影響,測(cè)量了所使用的噴嘴噴霧粒徑隨燃油流量的變化關(guān)系。噴嘴為壓力霧化噴嘴,在當(dāng)前實(shí)驗(yàn)流量范圍內(nèi),其供油壓力為3.5～14 bar,粒徑的測(cè)量在無(wú)伴隨氣流的條件下進(jìn)行,壓力霧化噴嘴的霧化粒徑隨著壓力增加而減小。燃油噴霧噴霧索特平均直徑(SMD)測(cè)量結(jié)果如圖4所示,圖4(a)給出了距離噴嘴尖端軸向距離Z為50 mm處,徑向距離分別為0、25 mm處的SMD隨燃油流量的變化,SMD也稱(chēng)為D32,是液滴群表面積分布的平均直徑,其意義為與液滴群總體積相同、總表面積相同的一個(gè)液滴的粒徑,計(jì)算公式是所有測(cè)得粒徑的立方和與平方和之商[25]

(a)燃油噴霧SMD隨燃油流量的變化

(1)

式中:N為液滴數(shù);Di為第i個(gè)液滴的直徑,μm。

對(duì)于所有工況,統(tǒng)計(jì)的液滴數(shù)均超過(guò)3 000,以滿(mǎn)足計(jì)算要求[27]。從圖4可以看出:隨著燃油流量或者說(shuō)供油壓力的增加,霧化粒徑逐漸減小,在徑向距離r=0 mm處粒徑從50.1 μm降低到19.4 μm,徑向距離25 mm處粒徑從68.9 μm降低到40.8 μm。并且減小的趨勢(shì)是逐漸變緩的,可以預(yù)見(jiàn)隨著燃油流量的進(jìn)一步增加噴霧粒徑大小會(huì)進(jìn)入平臺(tái)期;徑向距離0 mm處比25 mm處的粒徑要小,這是因?yàn)樗脟婌F為空心錐形噴霧(霧化夾角約為45°),其噴霧集中分布在兩側(cè),所以噴嘴軸線上粒徑較小。

2.2 壁面冷卻空氣對(duì)吹熄極限的影響

不同燃油流量下對(duì)應(yīng)的吹熄時(shí)的空氣流量及當(dāng)量比(吹熄極限)如圖5所示,其中空氣流量是指主流空氣流量和壁面冷卻空氣流量之和,壁面冷卻空氣占比Xw分別為0、0.1、0.2。從圖5(a)可以看出:熄火空氣流量隨著燃油流量的增加呈線性增加趨勢(shì),并且3個(gè)不同的壁面冷卻空氣占比下增加速率接近;壁面冷卻空氣占比越大,熄火空氣流量越大。圖5(b)中當(dāng)量比的計(jì)算假定燃油充分燃燒,熄火當(dāng)量比隨著燃油流量的增加出現(xiàn)了增加的趨勢(shì)。燃燒室熄火極限受流場(chǎng)組織和霧化質(zhì)量的影響,由2.1節(jié)可知,噴嘴自身霧化質(zhì)量隨著燃油流量的增加而提高,但隨著燃油流量的增加,熄火時(shí)空氣流量變大,而流速增加不利于火焰的穩(wěn)定。在本燃燒室中,后者的抑制作用超過(guò)了前者的促進(jìn)作用,導(dǎo)致隨著燃油流量增加熄火極限變窄;隨著壁面空氣冷卻占比的升高,熄火全局當(dāng)量比下降;相同的燃油流量下,壁面冷卻空氣占比對(duì)吹熄極限的影響是非線性的,冷卻空氣占比越大帶來(lái)的影響越顯著。

(a)熄火空氣流量

吹熄極限是以全部空氣計(jì)算的,包括經(jīng)過(guò)旋流器的主流空氣和壁面冷卻空氣。燃燒反應(yīng)區(qū)主要集中在旋流器出口較近的區(qū)域內(nèi),而壁面冷卻空氣沿著壁面流動(dòng)較難參與到燃燒區(qū)反應(yīng)中,吹熄極限拓寬可能是因?yàn)楸诿婵諝獾募尤朐龃罅丝偪諝饬髁?而冷卻空氣對(duì)燃燒反應(yīng)區(qū)是否造成了影響,需要進(jìn)一步的研究。

僅計(jì)算主流空氣時(shí)燃燒室的熄火主流空氣流量和熄火主流當(dāng)量比如圖6所示,著重于觀察壁面冷卻空氣引入對(duì)主燃區(qū)的影響。從圖6可以看出:當(dāng)壁面冷卻空氣占比為0.1時(shí),相較不引入冷卻空氣的工況,熄火主流空氣流量略有降低,熄火主流當(dāng)量比增加,僅計(jì)算主流空氣的情況下吹熄極限變窄,這是由于壁面冷卻空氣的引入降低了壁面溫度,導(dǎo)致熱損失增加;而當(dāng)壁面冷卻空氣占比達(dá)到0.2時(shí)吹熄極限反而拓寬了,冷卻空氣除了會(huì)增加熱損失不利于主燃區(qū)火焰的穩(wěn)定,還可能會(huì)促進(jìn)火焰的穩(wěn)定。

(a)熄火主流空氣流量

2.3 穩(wěn)定火焰和近吹熄火焰OH-PLIF測(cè)量

2.3.1 瞬態(tài)OH-PLIF圖像

噴霧燃燒中OH信號(hào)的強(qiáng)度表征了放熱率的大小,本部分通過(guò)分析每個(gè)工況的OH強(qiáng)度來(lái)闡述放熱區(qū)分布和放熱強(qiáng)度之間的差異。燃油流量對(duì)火焰形態(tài)的影響不是十分顯著,所以使用0.022 L/min燃油流量下的OH-PLIF瞬態(tài)圖片進(jìn)行分析,每個(gè)工況下典型的OH-PLIF圖像如圖7所示。圖7中頂部為燃燒室底部,火焰是倒立燃燒的,其中Z代表距離燃燒室底部的軸向距離,X代表距離燃燒室中心的徑向距離,D為旋流器出口直徑,約為42 mm。圖7(a)、(b)分別為不通冷卻空氣時(shí)穩(wěn)定火焰與近吹熄火焰OH信號(hào)的分布,可知火焰形態(tài)呈V型,并且OH信號(hào)集中分布在燃燒室的兩側(cè),在燃燒室的中央OH信號(hào)強(qiáng)度較低,說(shuō)明燃油蒸氣和氧氣主要在V型火焰的兩側(cè)發(fā)生反應(yīng),未燃液滴和燃油蒸氣分布在OH信號(hào)的外側(cè)。對(duì)比圖7(a)、(b)可知,近吹熄工況下OH分布區(qū)域更窄,這是因?yàn)榭諝饬魉俚脑黾訉?dǎo)致旋流強(qiáng)度增加,油氣混合程度更強(qiáng),充分的油氣混合使反應(yīng)在更小的區(qū)域內(nèi)完成。近吹熄工況OH信號(hào)的分布更加破碎,出現(xiàn)了強(qiáng)烈的局部熄火的現(xiàn)象,在內(nèi)回流區(qū)OH強(qiáng)度急劇降低,表示放熱反應(yīng)在內(nèi)回流區(qū)已經(jīng)很少發(fā)生。

(a)Ua/UL=0.75, Xw=0

圖7(c)、(d)分別為壁面冷卻空氣占比為0.2時(shí)穩(wěn)定火焰和近吹熄火焰OH信號(hào)分布。對(duì)比圖7(a)、(c)可知,當(dāng)加入壁面冷卻空氣時(shí),OH信號(hào)分布區(qū)域變窄了,分布的軸向距離也有所減小,在火焰根部附近燃燒室的中央也出現(xiàn)了較強(qiáng)的OH信號(hào)。圖7(a)、(c)對(duì)應(yīng)的主流空氣流量分別為397、421 L/min,相差較小,說(shuō)明兩個(gè)工況下主流空氣對(duì)流場(chǎng)組織和油氣混合貢獻(xiàn)是相當(dāng)?shù)?造成OH信號(hào)分布差異的主要原因是壁面冷卻空氣的引入對(duì)燃燒場(chǎng)的影響。在接近燃燒室底部的中央,流場(chǎng)的速度較低有利于氣體的駐留,而有放熱反應(yīng)在這區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生有利于火焰根部的穩(wěn)定。對(duì)比圖7(b)、(d),在近吹熄條件下兩工況的火焰存在相似的形態(tài),這說(shuō)明無(wú)論是否引入壁面冷卻空氣,熄火原因是火焰兩側(cè)頻繁的局部熄火和內(nèi)回流區(qū)溫度的降低導(dǎo)致的。

2.3.2 平均OH-PLIF圖像

瞬態(tài)圖像能體現(xiàn)出火焰的細(xì)節(jié)結(jié)構(gòu),能對(duì)不同工況下火焰OH的分布情況以及放熱區(qū)結(jié)構(gòu)進(jìn)行說(shuō)明。但瞬態(tài)信號(hào)存在較大的隨機(jī)性,為了對(duì)不同工況下OH強(qiáng)度的分布進(jìn)行對(duì)比與分析,將拍攝到的300張OH-PLIF圖片進(jìn)行時(shí)均化,得到平均OH信號(hào)強(qiáng)度分布,如圖8所示。

圖8 時(shí)均OH信號(hào)分布Fig.8 Averaged OH signal distribution

對(duì)比不通壁面(第1、2列)冷卻空氣和壁面冷卻空氣占比0.2的穩(wěn)定火焰,可知兩者的相同點(diǎn)在于OH信號(hào)強(qiáng)度主要分布在V型區(qū)域內(nèi),并且V型火焰的夾角在圖像上沒(méi)有觀察到隨工況不同發(fā)生明顯的變化。不通冷卻空氣時(shí),OH分布區(qū)域的形狀較規(guī)則,在燃燒室兩側(cè)呈“羽毛狀”對(duì)稱(chēng)分布,并且其軸向長(zhǎng)度較長(zhǎng),在Z/D=1.5位置處,仍有較強(qiáng)的OH分布。相比之下,通入冷卻空氣后,OH信號(hào)區(qū)域的軸向強(qiáng)度變短,在Z/D=1.5處,OH以較低的信號(hào)強(qiáng)度分布在更大的區(qū)域內(nèi),這可能是由于壁面冷卻空氣加強(qiáng)了回流的強(qiáng)度,使反應(yīng)后的OH以及未燃混合氣輸運(yùn)到更遠(yuǎn)的位置。另外,當(dāng)通入壁面冷卻空氣后,在近燃燒室底部的火焰根部中央出現(xiàn)了較強(qiáng)的OH信號(hào)區(qū)域,并且該區(qū)域面積隨著空氣流速(或者燃油流量)的增加逐漸變大。這種現(xiàn)象在不通冷卻空氣時(shí)是觀察不到的,在所有的工況下V型火焰的內(nèi)側(cè)都存在一個(gè)三角形的“暗區(qū)”,在這個(gè)區(qū)域內(nèi)OH有很低的信號(hào)強(qiáng)度。這可以說(shuō)明壁面冷卻空氣主要影響到OH信號(hào)的分布,使OH分布更集中,且更傾向于火焰根部的位置。下游冷流的回流也可能導(dǎo)致內(nèi)回流區(qū)溫度過(guò)低,也可能導(dǎo)致火焰熄滅,火焰根部存在大面積的放熱區(qū)域有利于維持火焰的穩(wěn)定[28],這也是引入壁面冷空氣能拓寬吹熄極限的原因。

圖8中第3、4列分別為近吹熄條件下不通冷卻空氣和冷卻空氣占比為0.2的OH平均圖像?？芍獌煞N工況下OH都集中分布在V型火焰的兩側(cè),中央OH信號(hào)強(qiáng)度很低,在軸向分布上,通入壁面空氣的工況OH區(qū)域略有變短,火焰的夾角相較穩(wěn)定火焰在圖像上觀察向外擴(kuò)張的趨勢(shì)。對(duì)于預(yù)混火焰,火焰反應(yīng)區(qū)的穩(wěn)定位置在很大程度上取決于當(dāng)?shù)亓魉俸途植客牧魅紵俣?當(dāng)?shù)亓魉贉p小或者湍流燃燒速度增加,都會(huì)使反應(yīng)區(qū)向外移動(dòng),導(dǎo)致火焰夾角變大。但是噴霧燃燒為擴(kuò)散燃燒方式,當(dāng)量比分布不均勻,與預(yù)混火焰存在較大的差別。

不同工況下的火焰夾角如圖9所示,可知在相同的壁面冷卻空氣占比下,近吹熄工況要比穩(wěn)定工況的火焰夾角更大,近吹熄工況下空氣流速更高,只考慮空氣流速的增加反應(yīng)區(qū)應(yīng)該向內(nèi)移動(dòng),那么只能說(shuō)明當(dāng)?shù)赝牧魅紵俣纫搽S之增加,并且近吹熄工況下OH只分布在V型火焰的兩側(cè)也可以說(shuō)明這一點(diǎn),因?yàn)橥牧魅紵俣瓤梢缘葍r(jià)于燃油的質(zhì)量消耗率,近吹熄條件下燃油是在更短的時(shí)間內(nèi)反應(yīng)完成的。當(dāng)引入壁面冷卻空氣后,火焰的夾角也明顯增加,這也可以說(shuō)明冷卻空氣的引入增加了主反應(yīng)區(qū)的燃燒速度,這可能是由于破壞了外回流區(qū)結(jié)構(gòu),加強(qiáng)了旋流器附近主反應(yīng)區(qū)油氣的摻混,具體的原因需要結(jié)合其他測(cè)量手段進(jìn)行解釋。綜上,在引入壁面冷卻空氣后,一方面由于V型火焰兩側(cè)的當(dāng)?shù)厝紵俣仍黾?從而導(dǎo)致釋熱率增加使火焰更加穩(wěn)定,另一方面由于火焰中央低流速區(qū)也出現(xiàn)了相當(dāng)高的OH強(qiáng)度,起到了一定的穩(wěn)焰作用。

圖9 不同工況下的火焰夾角Fig.9 Flame angle under different working conditions

2.4 燃燒室冷態(tài)米氏散射測(cè)量

上文已經(jīng)給出壁面冷卻空氣對(duì)燃燒室穩(wěn)定和近吹熄燃燒場(chǎng)的影響,得出了冷卻空氣的引入極大地影響到放熱區(qū)分布的結(jié)論。燃燒室內(nèi)放熱區(qū)的分布與油氣分布密切相關(guān),為了研究不同工況下的燃油分布情況,本文還對(duì)燃燒室進(jìn)行了冷態(tài)條件下受限空間內(nèi)伴流噴霧米氏散射的測(cè)量,實(shí)驗(yàn)工況和表1保持一致。米氏散射信號(hào)可以反映出大液滴和液滴云的分布區(qū)域,由于瞬態(tài)信號(hào)不直觀,僅給出了平均后的結(jié)果,如圖10所示?？芍诓煌ㄈ氡诿胬鋮s空氣時(shí),燃油分布區(qū)域也是呈V型的,主要分布在燃燒室的兩側(cè),并且在回流區(qū)的作用下,有相當(dāng)大面積的液滴團(tuán)分布在Z/D=1.5的位置處,這和上節(jié)中OH信號(hào)的分布區(qū)域一定程度上吻合。雖然冷態(tài)條件下燃油分布和熱態(tài)條件下有較大的不同,但也能提供一些參考,未引入冷卻空氣時(shí)OH信號(hào)分布軸向距離更長(zhǎng)的現(xiàn)象有一部分是由燃油分布的位置決定的。值得注意的是,無(wú)論是穩(wěn)定火焰還是近吹熄火焰對(duì)應(yīng)的工況,隨著空氣流速的增加,燃油分布區(qū)域的形狀并沒(méi)有發(fā)生變化,這也可以說(shuō)明主流空氣的增加對(duì)燃油分布位置影響并不明顯。

圖10 燃燒室內(nèi)米氏散射測(cè)量到的燃油分布Fig.10 Fuel distribution measured by Mie scattering in the combustion chamber

而引入壁面冷卻空氣后,燃油分布出現(xiàn)了較大的變化。當(dāng)燃油流量為0.022 0 L/min時(shí),此時(shí)燃油流量和空氣流量都比較小,燃油主要呈“郁金香狀”分布在燃燒室底部附近,有少量的液滴團(tuán)彌散在下方的V型空間內(nèi)。當(dāng)燃油流量升高到0.039 8 L/min時(shí),燃油分布又呈現(xiàn)V型分布,但是和未引入冷卻空氣時(shí)相比燃油更集中分布在靠近燃燒室的火焰根部位置,下游的燃油濃度較低。這些和上文中OH信號(hào)的分布相對(duì)應(yīng),正是由于引入壁面冷卻空氣后,在火焰根部和靠近燃燒室底部中央的位置存在一定濃度的燃油才促使熱態(tài)場(chǎng)中對(duì)應(yīng)位置局部當(dāng)量比提高,更容易形成穩(wěn)定的火焰。

3 結(jié) 論

本文利用一個(gè)部燃燒室研究了壁面冷卻空氣對(duì)RP-3航空煤油旋流噴霧燃燒貧油熄火特性的影響。主要的研究結(jié)論如下。

(1)隨著燃油流量增加,由于空氣流速的提高熄火全局當(dāng)量比逐漸增加。引入壁面冷卻氣膜后,無(wú)論是以全局空氣量計(jì)算還是以主流空氣量計(jì)算,壁面冷卻空氣占比達(dá)到0.2時(shí),可以極大地拓寬燃燒室的貧油吹熄極限。

(2)OH-PLIF測(cè)量結(jié)果表明,不引入壁面冷卻空氣時(shí),穩(wěn)定火焰和近吹熄火焰都呈V型分布,近吹熄火焰中央OH強(qiáng)度較低;引入壁面冷卻空氣后,OH更集中分布在靠近燃燒室底部的火焰根部,這將有助于火焰的穩(wěn)定,并拓寬吹熄極限。

(3)對(duì)冷態(tài)燃油分布的研究表明,引入壁面冷卻空氣后就可以使燃油分布區(qū)域產(chǎn)生巨大的變化,更集中分布在燃燒室底部附近,這將導(dǎo)致火焰根部局部當(dāng)量比提高,更容易穩(wěn)定火焰,拓寬吹熄極限。