2020, Vol. 38
2. 北京航空航天大学, 北京 100191
2. Beihang University, Beijing 100191, China
现代航空发动机对于NOx等污染物的排放标准愈发严格，贫燃预混燃烧(LPM)技术被广泛地应用于发动机燃烧室中以减少污染物的排放[1]。然而当发动机处于贫燃预混燃烧模式时，火焰稳定性较差，容易造成发动机内部回火以及火焰吹脱，不利于航空发动机安全稳定地运行[2]。因此，为了实现发动机低污染燃烧，同时也保证火焰的稳定性，一般在燃烧室中采用中心分级的燃烧方式。
中心分级燃烧的基本思路是将燃烧室内的燃烧过程沿径向分级，分为中间的预燃级和外侧的主燃级。大部分燃料在喷嘴上游与空气充分混合，并通过外侧主燃级的环形通道进入燃烧室内，以贫油预混的方式燃烧，实现发动机的低污染物排放；而少量剩余的燃料则被通入预燃级中，以富燃方式形成中部值班火焰，对外侧贫燃、高流速的主火焰起到稳定作用。例如，GE公司的TAPS燃烧器就是典型的中心分级燃烧室[3]。实验室中用来研究分级燃烧的实验台，有剑桥大学的同心分层旋流燃烧器[4]和密西根大学的贫燃预混预蒸发(LPP)燃烧器[5]。国内典型的中心分级燃烧器有北京航空航天大学的TeLESS燃烧器[6-7]以及BASIS燃烧器[8]，分别用于工程技术验证和基础研究，其基本气动热力特征具有相似性。在这些燃烧器中，预燃级当量比和主燃级当量比的比例称为分层比SR(Stratification Ratio)，是决定火焰沿径向分布不均匀度的重要参数，对中心分层火焰的结构以及火焰对来流扰动的响应都有显著的影响[8-9]。
以大涡模拟为代表的数值模拟方法被广泛应用于发动机设计和湍流燃烧的机理研究，可以研究燃烧场的物理细节和湍流燃烧的动态特征[10-11]，但仿真结果的准确性需要实验数据的验证。在实验研究方面，近年来随着高频高功率激光器和高速相机产品的研发，高频激光诊断技术被广泛地应用于湍流燃烧领域，是火焰结构和流场可视化的有力工具[12]。该技术拥有极高的时间分辨率，能够捕获湍流火焰中的瞬态火焰动力学特征以及湍流结构，为理解湍流流动与燃烧化学之间的复杂相互作用提供了必要的条件[13-14]。人们已经针对单旋流预混火焰的流动结构[15]、温度场波动[16-17]、非定常旋涡结构[18]以及火焰/流场间的瞬态相互作用[19]开展了大量的实验研究，相关火焰理论也得到较为完善的发展。对于中心分层旋流火焰，前人利用火焰自发光方法，研究了在外激和自激条件下来流扰动对分层火焰的影响[4, 20]，以及利用时间平均的平面激光诱导荧光(PLIF)图像和化学自发光图像，研究了分层火焰的结构以及两层火焰间的空间位置关系[5, 21-22]。
与单级预混旋流火焰相比，分层旋流火焰中火焰的动力学特征以及内部的流动结构要更为复杂。前人的实验工作主要集中于单参数、低时间分辨率的测量，难以捕捉到分层火焰的动态特征和流场/火焰相互作用的连续过程。本文借助高速激光诊断系统，实验研究了分层比对于常压中心分层旋流火焰的稳定模式以及流动结构的影响，分析了预燃级出口下游附近的平均流场以及内剪切层中旋涡结构的演化规律，为后续的仿真研究提供准确可靠的数据支持。
1 实验方法中心分层旋流火焰是在一个受限的BASIS(Beihang Axial Swirler Independently-Stratified)燃烧器上获得，该燃烧器由北京航空航天大学林宇震团队设计，用于模拟航空发动机低污染排放燃烧室的气动热力特征，其详细设计参数可参考文献[8]。图 1给出了BASIS燃烧器的内部结构示意图。预燃级(内环通道)和主燃级(外环通道)中常温的甲烷(CH4)和空气(Air)分别由四个质量流量计控制，经过上游两个预混罐充分混合后通入BASIS燃烧器中。两路甲烷/空气预混气体随后分别经过内旋流器(Inner swirler，S=0.68，8叶片)和外旋流器(Outer swirler，S=0.5，20叶片)，产生内外两股同向的旋转射流。预燃级装有中心钝体(Center body)，中心钝体上表面距离预燃级出口表面约4 mm；同时在预燃级出口处有一角度约52°的扩张段，使得预燃级出口下游的旋转射流向外扩张，并与外侧主燃级的预混气交汇。中间台阶结构(Lip)分隔了预燃级和主燃级两路预混气，预混气体流出喷嘴出口后随即发生燃烧，形成中心分层旋流火焰。燃烧室出口下游的方形头部，由4片厚度为2 mm的石英玻璃所围成，起到限制分层旋流火焰的作用。相比于圆柱形石英头部，方形石英头部能够有效地降低激光诊断时的杂散光干扰以及光学图像畸变，提高光学成像质量。该头部的横截面尺寸为90 mm×90 mm，高度约为100 mm；出口末端开放，使整个分层旋流火焰处于常压燃烧状态。由于火焰与石英壁面的相互作用较弱，且测量区域集中台阶结构下游附近(0 mm < y < 30 mm)。因此，可近似认为该区域内的火焰具有轴对称的特性，能够用二维测量结果来获得三维旋流火焰的主要特征。在内外旋流器的上游安装热线风速仪(Hotwire)，用于测量分层火焰上游内外环形通道中预混气体的轴向流速。表 1给出了实验工况。所有工况中内外两级的总空气流量均为4 g/s，预燃级和主燃级的空气流量之比约为1:8。预燃级中燃气的当量比ϕi与主燃级中燃气的当量比ϕo的比值为分层比SR[21]。Case 1到Case 3分别为方形头部内整体当量比ϕ=0.8、SR由2.5递减到1.5的三个燃烧工况，用来研究分层比对于火焰稳定机理及内部流动结构的影响。Case 0是与其他三个工况出口上游总流量相等的冷态工况。
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图 1 BASIS燃烧器示意图 Fig.1 Schematic of BASIS burner |
| 表 1 实验工况 Table 1 Experimental cases |
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图 2给出了高速激光诊断系统的示意图。该测量系统由一台超高重复频率脉冲串式纳秒激光器(Spectral Energies, QuasiModo 1000)、一台像增强器(Lambert HiCATT)以及两台高速摄像机(Photron SA-Z)组成，能够实现火焰中流场/释热率以及流场/火焰面的同步测量。火焰中的瞬态速度场通过高速粒子图像测速(PIV)技术获得。在分层火焰上游的预混气中掺入粒径为1 μm氧化铝颗粒作为示踪粒子，粒子在频率为20 kHz的532 nm激光的照射下发生米散射，其散射信号由一台装有短焦镜头(Nikkor 50 mm f/1.4G)和窄带通滤光片F1(Edmund Optics 532/10 nm)的PIV相机同步拍摄。实验中一次激光连续脉冲的持续时间为10 ms, 能够获得200帧连续的PIV原始图像。用Davis 8.4软件中的互相关算法对PIV原始图像进行处理，获得对应时刻火焰中的速度场。最终速度场的最小空间分辨率约为0.3 mm。火焰释热率对于燃烧室内的温度场以及燃料的化学反应速率有着显著的影响。为了得到火焰中释热率空间分布，用一台高速相机配合高速像增强器以及对应的窄带通滤光片F2(Edmund Optics, 430/10 nm)来记录火焰中CH*自由基的化学发光。
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图 2 高速激光诊断系统示意图 Fig.2 Schematic of high-speed laser diagnostic system |
在PIV/CH2O-PLIF测量中，利用甲醛平面激光诱导荧光(CH2O-PLIF)技术研究分层火焰锋面的动力学特征。CH2O主要分布在火焰中温度较低(< 1500 K)的燃料分解区中，该区域的下游紧邻火焰锋面。可以用火焰中的CH2O空间分布来获得火焰锋面的大致位置以及动态特征[23-24]。高频激光器输出的532 nm激光束和355 nm的激光束通过双色镜(Dichroic Mirror)合为一束光，经下游的柱面镜组(Cylindrical lens)整形为一个高度约为40 mm、厚度约为1 mm的光片，照亮喷嘴出口下游的测试区域。高频激光器输出频率为20 kHz，该信号用于同步相机和像增强器；同时10 ms脉冲串的触发信号用于触发相机和像增强器开始拍摄。火焰中CH2O自由基发出的激光诱导荧光由装有像增强器及窄带通滤光片(FF01-CH2O, Semrock)的高速相机拍摄，获得火焰中CH2O自由基的空间分布连续变化过程，记录火焰锋面位置；另一侧的PIV相机拍摄流场中示踪粒子的米散射信号，实现流场/火焰面的同步测量。在20 kHz的拍摄帧率下，高速相机的像素分辨率为1024像素×1024像素，CH2O-PLIF以及CH*化学自发光图像的空间分辨率约为0.1 mm。
2 结果与讨论 2.1 分层比对于火焰结构和火焰面相互作用模式的影响分层比对于分层旋流火焰的形态有显著的影响。图 3给出了由CCD相机所拍摄到的Case 1至Case 3工况下的分层旋流火焰图像。图 4给出了不同工况下的分层火焰的时均释热率空间分布。在总当量比保持0.8不变时，随着分层比的增加，喷嘴出口下游附近的局部当量比逐渐升高，导致预燃级下游局部火焰传播速度逐渐减小[25]。此时分层火焰的根部会逐渐抬升，火焰的释热区会向喷嘴出口下游移动。例如，在分层比为2.5时，预燃级的高浓度燃气向下游扩散一段距离，并与来自主燃级的贫燃预混气发生掺混和稀释，随后充分燃烧[26]。这一过程使得火焰的释热区逐渐向下游移动，火焰的传播速度也逐渐升高，并最终与下游流场的流速相匹配，使得火焰的释热区稳定在喷嘴出口下游约10 mm的位置。另一方面，当分层比减小到0.5时，预燃级燃气的局部当量比为0.42，外侧主燃级的局部当量比为0.84。此时，中间的值班火焰当量比低于甲烷的贫燃极限，由外侧的贫燃主火焰稳定。由于外侧主火焰传播速度较小，导致火焰无法稳定在喷嘴出口附近，在下游形成抬升火焰。因此，当分层比SR≤1时，值班火焰不再对外侧主火焰起到稳定作用，这样燃烧方式不符合实际的中心分级燃烧工作状况。因此，本文没有对这部分工况进行讨论。
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图 3 CCD相机所拍摄到的火焰图像 Fig.3 Flame images recorded by a CCD camera |
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图 4 不同工况下分层火焰的平均CH*自发光图像 Fig.4 Time-averaged images of CH* chemiluminescence in different cases of stratified swirling flames |
分层比可以改变分层旋流火焰中火焰锋面的结构，从而使分层火焰的稳定机理发生改变。图 5给出了不同工况下分层火焰锋面的平均空间分布。根据主燃级和预燃级火焰面形态以及相互作用模式，分层火焰中两层火焰面的相互作用方式主要有分层型和融合型两种，图 6示意了其火焰锋面结构。例如，Case 3中的分层型火焰主要由中间的M型值班火焰和外侧驻定在台阶结构唇缘处的V型主火焰所构成。主燃级和预燃级两层火焰面被中间的台阶回流所分隔，在不同工况中，两层火焰可以相互接触，也可以相互分离。在火焰结构类似于Case 1和Case 2的融合型火焰中，主燃级和预燃级的两层火焰面则相互融合，形成一层抬升的V型火焰。
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图 5 不同工况下分层火焰的平均CH2O空间分布 Fig.5 Time-averaged spatial distributions of CH2O radicals in different cases of stratified swirling flames |
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图 6 分层火焰中两种火焰面相互作用模式 Fig.6 Two flame-flame interaction patterns |
预燃级的值班火焰对于整个分层火焰的稳定有着极为重要的作用。在大多数SR>1的分层火焰工况中，当关闭预燃级燃料后，外部的主火焰会立即熄灭。一般认为，预燃级的富燃值班火焰对于外侧贫燃主火焰的稳定作用主要是通过两层火焰根部间的高温台阶回流区[21]以及燃烧室出口下游值班火焰与主火焰之间的相互接触[27]来实现。但前人的研究主要是通过时均实验结果来进行的，缺乏对于两层火焰面间相互作用细节的研究；并且对于融合型火焰的具体稳定机理也没有进行详细的讨论。因此有必要利用高速激光成像系统对这两类分层火焰进行具有高时空分辨率的实验测量，详细研究这两类分层火焰的火焰面动力学以及火焰间的相互作用过程，以完善分层火焰稳定理论。
2.2 不同分层比下火焰稳定机理的研究图 7至图 9分别给出了不同分层比下分层火焰在4.5 ms内的瞬态火焰面动力学特征以及流动结构的连续演化过程。图中的蓝色虚线是零轴向速度线，用来表示瞬态流场中主回流区的大致轮廓。台阶回流区是由台阶结构下游的尾迹流所形成的。该回流区的尺寸较小，且在周围强湍流的作用下，形状和尺寸会不断发生改变。在多数时刻的瞬态流场中，难以通过零轴向速度线将这一区域进行良好的可视化。因此，每个工况平均流场中台阶结构下游附近的零轴向速度线，被用来表示台阶回流区的大致范围，在图中以白色虚线标出。在分层火焰的流场中，各种尺寸的脱落旋涡沿着内剪切层向喷嘴下游传播。左右两侧的脱落旋涡分别用英文字母N和P来标注，字母后的数字从喷嘴出口向下游依次递增。值班火焰锋面上游和下游旋涡的特性存在较为明显的差异。值班火焰锋面上游的旋涡流线卷曲范围小且不稳定，极易在接近火焰锋面过程中消失。而锋面下游的旋涡流线弯曲范围较大且较为稳定，能够稳定向下游传播较长距离。在Case 1和Case 2的融合型分层火焰中，V型抬升火焰在当地流场和内剪切层中脱落旋涡的共同作用下，火焰根部的稳定点会发生不稳定的抬升与下落运动。例如，图 7和图 8中白色圆圈所示，在Case 1中，从0 ms开始，火焰根部的稳定点逐渐下落，并在2 ms时运动至最低点，随后又逐渐抬升；在Case 2的0 ms时，V型抬升火焰根部的稳定点在左右旋涡N1和P1以及局部流场的共同作用下，抬升至喷嘴出口下游约5 mm的高度，随后该稳定点逐渐向上游运动，并在4 ms时下落到预燃级出口上游。可见，在融合型分层火焰中，台阶回流区始终位于整个V型抬升火焰面的上游，不与V型抬升火焰面相接触。在台阶回流区中始终有较高的CH2O信号，说明整个台阶回流区始终充满未燃气并处于较低的温度。因此，对于融合型分层火焰，台阶回流区的高温点火源作用不再明显，此时整个分层火焰的稳定主要是依靠预燃级下游的高温主回流区(PRZ)以及外侧的低流速内剪切层来实现。中间值班火焰对外侧主火焰的稳定则通过两层火焰间的持续接触来实现。
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图 7 Case 1条件下分层火焰的瞬态火焰面与流场 Fig.7 Instantaneous flame front and flow field in Case 1 |
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图 8 Case 2条件下分层火焰的瞬态火焰面与流场 Fig.8 Instantaneous flame front and flow field in Case 2 |
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图 9 Case 3条件下分层火焰的瞬态火焰面与流场 Fig.9 Instantaneous flame front and flow field in Case 3 |
而对于分层型分层火焰(Case 3)，值班火焰在预燃级出口下游并非始终与外侧的主火焰相互接触，而是不断发生分离与接触，充当外部贫燃的主火焰在喷嘴出口下游的高频间歇点火源，能够在主火焰根部发生吹脱或熄火时重新点燃主火焰。例如，图 9在0 ms时中间M型的值班火焰与外侧V型的主火焰结构处于相互分离状态，随后在上游流场与脱落旋涡的作用下，值班火焰会逐渐向外侧主火焰靠近并相互接触，如图中白色圆圈处所示，两层火焰相互接触后，在流场的作用下又会发生分离。在间歇点火的同时，值班火焰还通过台阶结构下游的高温台阶回流区(图中白色虚线所示)不断向主火焰输送高温已燃气体和活性自由基，对于主火焰根部起到持续点火源的作用。值班火焰和融合型分层火焰的稳定机理类似，主要依靠流场中的高温主回流区与外侧低流速的内剪切层来实现。预燃级出口下游沿内剪切层传播的脱落旋涡对值班火焰的动力学有显著的影响，从而间接地影响整个分层火焰的稳定。这些旋涡能够使值班火焰发生卷起，如图中0.5 ms和3 ms时，左侧上游的旋涡N1使该处的火焰面卷起，同时旋涡的强剪切效应也能够使值班火焰面发生断裂以及与反应区分离，如图中红色圆圈所示。
2.3 分层比对内部流动结构的影响分层比能显著地改变分层旋流火焰的火焰面结构以及相应的稳定机理，并且值班火焰在整个火焰稳定过程中起主导作用。预燃级出口附近的流场以及脱落的旋涡结构直接决定着下游值班火焰的动力学特征，从而影响值班火焰对于主火焰的稳定过程。同时内剪切层中的脱落旋涡还会使值班火焰的火焰表面积以及火焰角度发生波动，这种旋涡与火焰的相互作用是驱动分层火焰中燃烧不稳定性的重要来源[20]。为了更好地研究不同分层比下值班火焰的动力学特征，有必要对预燃级出口附近的流场以及内剪切层中的脱落旋涡进行详细的定量研究，来更好地揭示喷嘴出口下游流动结构的演化细节，理解预燃级下游流场与值班火焰的相互作用过程。
图 10给出了不同分层比下预燃级出口下游的时间平均流场结构及不同高度处的轴向速度曲线。图中黑色虚线是零轴向速度线，流场背景颜色代表当地流场的轴向速度大小。预燃级出口下游的流场结构主要包括左右对称的台阶回流区(LPZ)，沙漏状的主回流区(PRZ)以及具有正轴向速度的主流区。红色虚线和红色实线分别代表最大CH*自发光强度的10%和90%等值线，分别表示主火焰和值班火焰的大致释热区范围。随着分层比的增加，值班火焰的释热区逐渐向下游移动。在这一过程中，流场中的最大主流速度和最大回流速度先增大后减小。在SR=2.5时，主火焰也从台阶结构脱离，抬升至距离出口下游约15 mm的位置，火焰释热区上游的流场结构和速度曲线和冷态流场中的非常类似：主回流区下游的宽度较宽，左右主流区中存在低轴向速度区(图中黑色圆圈所示)。Case 0至Case 2中y=5 mm处的轴向速度曲线也可以看出这一现象。在该高度处的轴向速度曲线中，在x=-10 mm的位置处存在一个轴向速度极小值，而Case 3同样位置处的速度曲线中则没有类似的轴向速度极小值。冷态流场主流区中的低轴向速度区的产生，是因为主燃级的旋转射流的轴向速度较大，来自预燃级的扩张旋转射流在与之交汇前，会先减速，之后再被卷吸到主燃级的旋转射流中。当预燃级火焰的释热区离燃烧室出口较近时，由于火焰的释热，出口下游的气体会发生膨胀，使得两股旋转射流融合在一起，下游的低轴向速度区也因此消失。同时火焰的释热也会使流场中主流速度和回流速度同时增大，但切向速度几乎不变，使得预燃级出口下游的旋流数减小，主回流区的尺寸也因此减小。由主回流区内的回流速度分布可知，高回流速度主要集中在主回流区下部的收缩处(0 mm < y < 10 mm)，使得该区域的内剪切层中具有较高的轴向速度梯度和剪切力。因此，这一区域是旋涡的生成与脱落区。
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图 10 不同分层比下预燃级出口下游流场结构以及轴向速度曲线 Fig.10 Flow field structures and axial velocity profiles downstream the exit of pilot stage with different stratification ratios |
为了定量地研究分层旋流火焰内剪切层中脱落旋涡的涡量变化及空间分布规律，Γ1函数[28]被用于提取每一个工况的600张瞬态流场中内剪切层的旋涡中心位置以及该位置处的涡量，相邻两帧流场图像的时间间隔为0.05 ms。对于离散的PIV速度场数据，Γ1函数的表达式如下：
| $ \varGamma_{1}=\frac{1}{N} \sum\limits_{S} \frac{\left(\boldsymbol{L}_{P M} \times \boldsymbol{U}_{M}\right) \cdot \boldsymbol{z}}{\left\|\boldsymbol{L}_{P M}\right\|\left\|\boldsymbol{U}_{M}\right\|}=\frac{1}{N} \sum\limits_{S} \sin \theta_{M} $ | (1) |
其中S为尺寸固定的矩形区域，N为该矩形区域中所包含的PIV数据点数，P为该矩形区域的中点，M为矩形区域S中的任意点，z为垂直于PIV测量平面的单位法向量, LPM为长度矢量, UM代表M点的速度矢量。内剪切层中脱落旋涡的相关统计结果如图 11所示。图 11(a)中白色的虚线表示零轴向速度线。红色虚线和红色实线与图 10中的一样，分别代表主火焰和值班火焰的释热区。图 11(a)给出了内剪切层中脱落旋涡的空间分布统计，每个散点的颜色代表经过该点的所有旋涡中心的平均涡量。从图 11(a)可以看出，内剪切层的脱落旋涡相对均匀地分布在内剪切层的内外两侧，形成一个V型的脱落旋涡分布带。图 11(b)统计了燃烧室出口下游30 mm内每个高度处旋涡中心处的涡量，给出了内剪切层的脱落旋涡沿轴向高度的定量演化规律。图 11(b)中的蓝色实线和红色实线分别表示左右内剪切层中每个高度处的平均涡量。沿轴线高度方向的平均涡量大致呈现对称分布，预燃级出口下游10 mm区域内旋涡中心处的平均涡量较大，这是由于该区域内剪切层中存在较强的剪切力。相比于冷态(Case 0)工况，在热态(Case 1~Case 3)工况中，由于火焰对流体的加速作用，使得值班火焰面上游的轴向速度梯度和剪切力增加，因此这一区域中脱落旋涡中心处的平均涡量增加。对于Case 0中的冷态流场，内剪切层中的旋涡从上游脱落后，旋涡中心处的平均涡量会稍微下降，但在之后向下游传播的过程，几乎保持恒定。对于Case 1中的热态流场，主火焰释热区上游(y < 15 mm)流场中的平均涡量分布与冷态流场中的类似；但在穿过主火焰释热区之后旋涡中心的平均涡量强度会稍微下降。对于Case 2和Case 3，由于分层比的减小，值班火焰的强释热区逐渐向上游移动。内剪切层中脱落的旋涡在经过这一区域时，旋涡的平均涡量会降低；并且火焰面下游脱落旋涡出现的次数也会降低。这是因为脱落旋涡在穿过值班火焰面时，由于其自身具有较高的涡量，会使值班火焰面发生卷起，从而使局部流场的压力梯度与密度梯度方向不一致，产生的斜压效应可以使入射旋涡的涡量减小，甚至使整个旋涡完全消失[29]。
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图 11 不同分层比下预燃级出口下游脱落旋涡的空间分布及定量演化 Fig.11 Spatial distributions and quantitative evolutions of shedding vortices downstream burner outlet of pilot stage with different stratification ratios |
利用高速激光诊断系统，实验研究了分层比对于中心分层旋流火焰形态以及火焰稳定模式的影响。同时，为了更好地理解值班火焰的动力学特征以及值班火焰与流场的相互作用过程，定量研究了预燃级出口附近的流场以及内剪切层中的脱落旋涡，得出以下结论：
1) 当总当量比保持0.8，分层比由1.5增加至2.5时，预燃级出口附近的局部燃气因过于富燃，而无法充分燃烧，使整个释热区向下游移动，火焰的根部因此发生抬升。
2) 在分层比增大的过程中，分层火焰中两层火焰面间的相互作用模式也会由分层型转变为融合型，从而使分层火焰的稳定机理发生改变。喷嘴出口下游的流场以及内剪切层中脱落的旋涡主要是通过影响值班火焰的动力学，来对整个分层火焰的稳定性产生影响。
3) 分层比对于流场的影响主要是通过改变值班火焰释热区的位置来实现。SR=2.5时火焰上游的流场结构与同流量下的冷态流场非常类似。与冷态流场相比，热态流场的主流速度和回流速度都有明显的增加，使预燃级出口附近内剪切层中的剪切力增大。
4) 分层旋流火焰内剪切层中的旋涡在速度测量平面中呈现出V型分布，分层比能够改变脱落涡的空间分布及涡量演化规律。旋涡在穿过火焰释热区时，其旋涡中心处的涡量以及火焰面下游旋涡出现的次数都会减小。
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