先进航空发动机大多采用环形燃烧室结构, 如何保证其在高原、高空、低温等极端条件下的正常起动与再点火能力一直是航空发动机领域研究关注的重点。近年来, 随着航空发动机污染物排放标准的不断提高, 贫油预混预蒸发(LPP)等技术开始应用于航空发动机中, 而此类燃烧室点火过程更为复杂。环形燃烧室中点火和火焰传播涉及复杂的物理过程, 深入理解环形燃烧室点火过程, 对航空发动机的设计具有重要意义。
直接对全尺度工业级燃烧室进行点火实验研究面临着测量困难和费用高昂等问题, 发展实验室尺度的燃烧室模型, 在尽可能保留真实燃烧系统流场特性的同时方便光学诊断, 成为了研究环形燃烧室点火机理的有效途径。实验室模型从单头部燃烧室[1-8]、多头部直线排列燃烧室模型[9-12]、多头部旋流喷嘴组成的扇区燃烧室, 逐渐发展为现在十分关注的环形燃烧室。单头部燃烧室实验装置相对简单, 光学测量便利, 实验参数也较易实现, 但是缺失了多个头部火焰干涉状态下的火焰传播特征。直线排列的多头部燃烧室模型可以用于研究火焰干涉和头部间联焰机理, 但不能反应环形燃烧室真实几何曲率作用下的火焰传播特性。多头部扇形燃烧室可以在一定程度上反应燃烧室的曲率特征, 但是受限于两侧壁面效应, 无法准确反映环形燃烧室的整个流场特征和周向火焰传播的合焰过程。目前, 国内外已经发展了一些较为成熟的环形燃烧室模型, 包括法国EM2C实验室的MICCA模型[13-17], 剑桥大学预混及非预混式环形燃烧室模型[18-20], 德国慕尼黑工业大学以真实燃气轮机等比例缩小简化而成的燃烧室模型[21-23], 以及浙江大学TurboCombo环形燃烧室与涡轮耦合模型[24-28]等。
环形燃烧室点火和火焰传播特性受到许多因素的影响, 不同点火模式、预混和非预混条件下点火特性、点火可靠性、燃烧稳定性及喷雾燃烧等问题的研究已经取得一定进展。例如先通气后点火(FFSL, Fuel First, Spark Later)模式下, 周向点火过程包含拱形火焰面的传播[13], 而先点火后通气(SFFL, Spark First, Fuel Later)模式下, 喷嘴间火焰传播呈现"锯齿形"模式[19-20]; 对于不同燃料的喷雾燃烧, 由于雾化特性不同, 周向点火时间存在一定差异[17]。为了系统地研究环形燃烧室点火过程, 实验中通常会考虑当量比、点火模式、热功率、流速、喷嘴间距等因素。
此外, 随着大规模并行计算能力的提升, 利用数值方法对点火过程进行模拟成为预测点火过程的一种重要方法[25, 29-34]。Boileau等[35]采用大涡模拟(LES)方法模拟了真实涡轴发动机环形燃烧室的点火过程。Philip等[14-16]同样采用大涡模拟复现了MICCA燃烧室的周向点火过程, 展现了LES描述火焰传播特征的能力。此外, Esclapez等[36]用LES研究了不同点火位置的点火概率, 与实验结果符合较好。Zhao等[25]指出自适应网格加密技术(AMR)可以降低周向点火过程的计算代价。Neophytou等[37]还尝试发展了一种基于点火位置、流动、湍流度、混合物分数和雾化状态的预测点火概率的模型。这些数值计算方法通过实验结果校验, 为分析环形燃烧室周向点火机理提供了数值工具。
本文主要介绍国内外几种典型的实验室模型, 对环形燃烧室周向点火过程、火焰传播模式、点火概率及其周向点火时间影响因素等方面的研究工作进行整理综述, 并介绍相关的研究进展。
1 环形燃烧室模型 1.1 多头部直线排列燃烧室模型单头部燃烧室模型是航空发动机燃烧室研究最常用的模型, 其装置相对简单, 光学测量便利, 工况参数也较易实现, 但是在点火研究中, 缺失了多头部火焰干涉状态下的火焰传播阶段。因此, 相关研究者[10-12]把多个头部线性排列, 搭建多头部直线排列燃烧室模型进行点火实验, 成为了一种分析火焰传播机理的有效替代手段, 为进一步研究环形燃烧室中点火联焰机制提供了参考。图 1所示为多头部直线排列燃烧室模型(简称直排燃烧室模型)演化概念, 即按照保持头部距离的原则, 把环形的燃烧室展开成直线排列, 常见的有3头部、5头部模型等, 这样可以局部研究火焰头部间干涉对火焰传播的影响。
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| 图 1 多头部直线排列燃烧室模型概念 Fig.1 Evolvement of the linearly arranged multiple burners |
法国鲁昂大学CORIA实验室设计了一种直排多头部燃烧室模型[10-11], 如图 2所示。为了满足可视化观测需求, 模型高270mm, 正面由石英玻璃壁面组成, 并且在侧面留有光路以便进行燃烧光学诊断。该模型最主要的特征是可以调节喷嘴间距, 调节范围为90~260mm, 以研究不同喷嘴间距下的火焰传播模式及传播时间。
英国剑桥大学也发展了一种非预混模式的直排多头部旋流燃烧室模型[12], 如图 3所示。燃烧室壁面同样由透明石英玻璃构成, 长宽高为310mm× 38mm×145mm。该燃烧室模型由5个旋流喷嘴线性排列而成, 喷嘴直径为18.9mm, 每个喷嘴中心安装有直径13mm的钝体, 堵塞比为50%。空气和燃料分别通过旋流器和钝体中心孔进入燃烧室。
类似的直排多头部燃烧室模型在基础研究中十分常见, 如佐治亚理工大学Tim Lieuwen课题组搭建的5头部燃烧室直排模型, 用以研究环向声学激励对火焰稳定性的影响; 还有日本宇宙航空研究开发机构(JAXA)的3头部实验装置[9](见图 4)。需要强调的是, 直排模型忽略了环形燃烧室曲率效应; 当头部高度与环形燃烧室外径相比不能忽略时, 由直线展开近似引起的误差会比较大。
1.2 多头部扇区燃烧室
与直排多头部燃烧室模型类似, 多头部扇区燃烧室模型选取环形燃烧室的一部分, 保留了曲率特征。此类模型常见于工业级燃烧室测试段, 将扇区燃烧室安装在一个高压舱里, 以开展高低压燃烧特性试验, 如美国航空航天局的ASCR扇区实验段(图 5(a))和日本JAXA实验室的扇区模型测试段(图 5(b))。但是, 扇区燃烧室由于周向端面边界受限, 不能完全准确反应环形燃烧室全场的流动特性, 也不能研究周向火焰传播的合焰过程。所以, 尽管成本代价较大, 在工业设计流程上往往还是采用全环燃烧室, 在真实地面或者高空工况条件下进行点火试验, 以确保点火可靠性。
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| 图 5 多头部扇区燃烧实验装置 Fig.5 The experimental multi-burner setups with fan-shaped |
法国巴黎中央理工大学EM2C实验室发展了一种多喷嘴的环形燃烧室MICCA模型, 其结构具有实际航空发动机燃烧室的特征, 并能满足光学诊断需要, 在不同实验配置与工况下, 针对周向点火及燃烧不稳定性进行了丰富的实验研究。以Bourgouin等[13]所采用的MICCA实验设备为例(如图 6所示), 该装置主要由燃烧室、配气室及旋流喷嘴组成, 燃烧室壁面由2根同心石英玻璃管组成, 环形配气室顶部等间距地布置16个旋流喷嘴, 旋流方向俯视为顺时针。丙烷与空气经过预混单元后再由8个配气管道进入配气室, 最后经旋流喷嘴进入燃烧室。
剑桥大学环形燃烧室模型[19-20]分为预混式与非预混式2种, 如图 7所示。该环形燃烧室同样主要由燃烧室、配气室及旋流喷嘴构成, 旋流喷嘴装配有钝体。
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| 图 7 剑桥大学环形燃烧室模型示意图 Fig.7 Schematic diagram of the experimental setup in University of Cambridge |
慕尼黑工业大学Sattelmayer课题组[23]参考真实燃气轮机的燃烧室, 按比例缩小制作出如图 8所示的环形燃烧室模型。该实验装置主要由500kW空气预热器、预混燃油系统、环形配气室以及与气冷燃烧室联接并均匀分布有12个喷嘴的燃烧平面组成。为了更好地反映真实燃气轮机的热声条件, 燃烧室出口由12根收缩喷管组成, 配气室与预混气体管路之间存在近50倍的截面比, 提供了高反射声学边界条件。
1.3.4 浙江大学TurboCombo燃烧室模型
为了研究环形燃烧室与涡轮耦合作用, 浙江大学搭建了TurboCombo环形燃烧室模型[26-27], 如图 9所示。该实验模型包括环形燃烧室和一级涡轮两部分, 并且在必要时可以将涡轮部分拆卸作为独立环形燃烧室进行实验研究。该环形燃烧室的壁面由2根同心的透明石英玻璃管(图中1处)组成, 可以方便进行光学测量。其环形基座上等间距地布置有16个旋流喷嘴(图中2处)。空气和燃料气体在上游充分混合之后, 再通过8个管道(图中3处)送入配气室(图中4处), 然后通过旋流喷嘴进入环形燃烧室。涡轮叶盘上布置有26片涡轮导叶以及36片涡轮动叶。同时, 涡轮叶盘与底盘的距离可以调节, 以方便实验研究。该实验平台上已经进行了丰富的实验, 研究了周向点火、燃烧稳定性、涡轮导叶的影响等问题。该实验平台主要用于机理研究, 目前最大空气供气流量为0.15kg/s、压力为0.1MPa至1MPa, 进气低温条件(预计最低可达223K)正在进一步建设中。
环形燃烧室的周向点火过程通常可以分为3个阶段, 如图 10所示[13]。第一阶段:初始火核的形成。通过火花塞放电、非平衡等离子体以及激光聚焦等方式在可燃气体中输入大量能量, 引燃周围的可燃混合气体, 当被点燃的气体团直径达到一定临界值, 便能产生可自维持的层流火核; 第二阶段:火核生长到单个喷嘴稳定旋流火焰形成。初始火核不断膨胀后转捩成为湍流火核, 逐渐发展为湍流火焰, 进一步传播后在邻近喷嘴处形成稳定的单喷嘴旋流火焰; 第三阶段:周向点火(Light-round), 即火焰面沿着周向传播, 依次点燃所有旋流喷嘴, 随后周向点火过程产生的高温燃气逐渐扩散出燃烧室, 旋流火焰持续稳定燃烧, 燃烧室达到稳定工作状态。
通常, 在环形燃烧室模型点火实验中, 高速摄像机记录的是火焰自发光中自发光部分的亮度值, 即波长在400~700nm波段, 来源于CH*和C2*基团的自发光, 而亚火焰面厚度尺度的结构经常被忽略, 但是保障了高速成像所需的足够光强。借助于像增强器, OH*自发光紫外段的高速成像也有机构采用, 如剑桥大学, 但是仍受限于像元分辨率和信噪比。
从Bourgouin等[13]实验拍摄的点火过程时序图像(可见光)中可以清晰地观测到第三阶段的发展过程, 如图 11所示(其中, φ为当量比, Ub为流速)。图 12展示了点火过程中相对应的亮度积分曲线, 同样可以分辨出点火过程的3个阶段。通过亮度积分值定义了火核临界尺寸Cs, τm表示火核从临界尺寸Cs到两侧火焰面融合的时间, τp表示从火焰面融合到稳定燃烧的时间。由于火核的发展、单个旋流火焰的形成以及火焰沿周向传播, 亮度积分曲线持续上升; 之后, 随着下游火焰扩散出环形燃烧室, 亮度积分曲线下降直至稳定。
Philip等[16]分别采用F-TACLES[38-39]和TFLES[40]2种湍流燃烧模型对点火过程进行了大涡模拟(LES), 并将点火过程的第二、三阶段进一步细分, 得到环形燃烧室周向点火过程的5个阶段, 如图 13所示, 分别为:(1)丙烷/空气混合物中形成初始火核, 随后初始火核迅速膨胀(图 13(a)); (2)火焰面以拱形传播到邻近的喷嘴, 当火焰面到达燃烧室出口, 拱形消失(图 13(b)); (3)火焰面沿两侧周向传播, 依次点燃各个喷嘴(图 13(c)和(d)); (4)两道火焰面在点火位置径向对称喷嘴处融合; (5)高温燃气扩散出燃烧室, 逐渐达到稳定燃烧状态。从计算结果可以看到, LES模拟的周向点火过程计算结果与实验结果吻合较好, 说明LES具有描述火焰传播非定常过程的能力。
Cordier等[10-11]在5个直线排列的旋流喷嘴燃烧室模型上通过实验和数值模拟的方式研究点火过程, 发现随着喷嘴间距的改变, 会出现不同的火焰传播模式。具体而言, [JP2]当喷嘴间距较小时(小于150mm), 火焰传播过程为"展向传播"模式, 即火焰仅沿展向在两相邻喷嘴间传播; 当喷嘴间距增大至160mm时, 火焰传播模式开始发生改变, 火焰不仅仅沿着展向传播, 同时还沿着喷嘴轴向向下游传播, 这种模式被称为"混合传播"模式; 继续增大喷嘴间距(大于180mm), 此时火焰传播主要为"轴向传播"模式, 即火焰首先沿着喷嘴轴向向下游传播, 然后进入相邻未燃喷嘴的回流区, 沿着喷嘴轴向向上游传播直至点燃整个相邻喷嘴。"展向传播"模式快速稳定且点火时间较短, 而"轴向传播"模式点火时间较长甚至可能导致点火失败。
剑桥大学Machover和Mastorakos[19-20]在环形燃烧室模型中也观察到类似的"轴向传播"模式, 并形象地将其命名为"锯齿形传播"模式。图 14展示了5kHz高速相机记录的火焰传播过程中OH*发光信号, 可以清楚地观测到这种"锯齿形传播"模式。令狐昌鸿等[26]在浙江大学TurboCombo实验平台上, 采用先点火后通气模式, 也观察到相似的"锯齿形传播"周向点火联焰模式, 图 15所示为无量纲化后的火焰自发光亮度值(400~700nm带通滤波)。目前, 已有相关实验研究了喷嘴间距和点火模式对火焰传播模式的影响, 但是当量比对火焰传播模式的影响依然需要更多的实验研究。
Bach和Mastorakos等[12, 18]研究了不同点火位置的点火概率Pign。Pign定义为N次点火实验中成功点火的概率。通过改变点火位置进行多次点火实验, 结果表明, 点火位置靠近中心钝体时, Pign较大, 如图 16中的AX1处。同时他们还发现Pign与当地Ka数以及当地流速的方向有关, 一般地, 在低Ka数和负流速(速度方向指向钝体)处, Pign较高。
进一步, 在直列多头部燃烧室模型(见图 3)上, 他们更细致地测量了喷嘴轴向平面内42处的Pign, 研究与可燃因子F、轴向速度(Uz/Ub)和湍流脉动速度(u'/Ub)之间的关系, 结果如图 17所示。可以看到, Pign在中心5~15mm的较窄区域内(对应着中心射流区)取值较小, 这是由于在这一区域内湍流脉动强度很大造成的(见图 17(c))。此外, 对比图 17(a)和(d)可知, 高点火概率区域内主流速度多为负值, 这说明成功点火的一大要素就是初始火核能够沿着回流区向上游传播从而点燃整个喷嘴。
Machover和Mastorakos[19]研究了12喷嘴、15喷嘴、18喷嘴这3种结构下环形燃烧室模型中的点火、熄火极限。熄火极限定义为:在燃烧状态下, 逐渐增加空气流量直至90%的喷嘴被吹熄; 点火极限定义为:当空气流量一定时, 逐渐增大燃气流量直至一个喷嘴被点燃(单喷嘴点火极限)和火焰成功周向传播(周向点火极限)。实验结果如图 18所示, 图中的AFR表示空气-燃料比。
从图 18(a)~(c)中可以看到, 对于3种构型, 熄火极限都大于点火极限, 单头部点火极限都大于周向点火极限。对于小喷嘴间距结构(如15、18喷嘴), 当流速增大时, 单头部点火极限与周向点火极限趋于一致。这可能是因为随着流速增加, 相邻头部旋流间干涉增加, 则单头部一旦点燃, 火焰就更容易传播到相邻未燃喷嘴, 从而完成周向火焰传播过程。此外, 根据图 18(e)可知, 喷嘴间距越小(喷嘴数目越多), 周向点火极限越宽, 即更容易成功点火。
3.4 火焰传播过程对称性旋流喷嘴能够稳定火焰并且拓宽燃烧室工作范围, 但是旋流引入的切向速度分量会影响火焰传播过程的对称性。剑桥大学的环形燃烧室模型[19]中布置了12个旋流方向俯视为逆时针的旋流喷嘴。周向排列的旋流喷嘴会在燃烧室外壁面附近形成逆时针的周向速度分量, 而在燃烧室内壁面附近形成顺时针的周向速度分量, 如图 19所示, 图中S表示喷嘴间距。在这样的流场结构影响下, 周向火焰传播过程会出现不对称性。
图 20展示了该模型中记录的周向火焰传播过程中OH*信号的图像。可以明显看出两道火焰面的传播存在不对称性, 沿逆时针方向传播的火焰明显快于顺时针方向。例如, 在t=409ms时, 火焰沿逆时针方向已经点燃了1~9号喷嘴, 而在顺时针方向上仅点燃了12和11号2个喷嘴。可见由于旋流器周向排列的构型存在特定的头部间火焰干涉, 引起的火焰传播过程不对称性十分显著。需要指出的是, 头部间距也会显著影响火焰干涉情况(如图 21所示), 进而影响点火过程的火焰传播过程。事实上, 整个点火联焰过程的不对称性很难在只有3头部或者5头部的扇区燃烧室模型中反映, 这也是考虑全环形燃烧室模型实验的重要因素之一。
受到周向速度分量影响火焰传播的启发, 浙江大学叶沉然等[24]搭建了斜喷环流环形燃烧室模型, 通过倾斜喷嘴引入了周向速度分量, 以增强周向掺混及增加气体驻留时间。图 22展示了该模型周向点火过程, 图像主要为CH*和C2*中间产物发光信号。此时, 火焰传播的对称性被完全打破, 火焰仅沿着周向速度分量的方向单向传播, 这也导致了周向点火时间发生显著变化(见3.5.5节)。可以看出, 旋流方向、旋流器布置以及喷嘴方向等因素都对火焰传播过程有显著影响。因此, 为了保证点火过程的可靠性, 这些因素都应当在燃烧室的设计阶段充分考虑。
周向点火时间是衡量环形燃烧室点火过程可靠性与稳定性的一个重要参数。通常将初始火核生成时刻定为周向点火过程的起点, 将火焰最终点燃所有喷嘴时刻定为周向点火过程的终点, 两者之间的间隔即为周向点火时间。环形燃烧室周向点火时间也受到诸多因素影响, 包括喷嘴间距、燃料种类、燃烧室壁面温度、当量比及流速、周向速度分量、点火模式、点火位置等。需要指出的是, 在国内外现有的实验室尺度环形燃烧室模型基础研究中, 还没有考虑实际发动机地面点火或高空点火的温度压力条件, 相关研究报道仍然仅限于常温常压条件; 但是进气温度、压力条件对火焰传播速度的影响非常大, 基础研究单位仍需与工业部门紧密合作, 以创造条件拓展实验工况参数范围。
3.5.1 喷嘴间距Cordier等[10]在间距可调的5个线性排列旋流喷嘴燃烧室模型上, 研究了不同喷嘴间距对点火时间的影响, 结果如图 23所示。从图中可以清楚地看到, 随着喷嘴间距的增加, 火焰传播所需时间总体呈增加趋势。这种变化趋势与火焰传播模式密切相关, 因为在间距较小时, 火焰传播为快速的"展向传播"模式, 而随着间距增大, 火焰逐渐变为"轴向传播"模式, 这种模式整体传播时间长, 甚至会导致点火失败。
Barré等[11]结合实验和大涡模拟方法, 在线性排列的多头部燃烧室模型上, 研究了不同喷嘴间距下2个相邻喷嘴之间的火焰传播时间, 结果如图 24所示。图 24中的实验结果是20次重复实验的平均值, LES则是单次的结果。可以发现, 随着喷嘴间距增加, 火焰传播时间呈上升趋势。值得关注的是, 当喷嘴间距较小时, 遵循"展向传播"模式, 火焰传播时间与喷嘴间距之间有较好的线性关系, 并且实验的重复性也较好, 这说明"展向传播"模式是一种相对稳定的传播模式; 而当喷嘴间距较大时, 以"轴向传播"模式为主, 火焰传播时间与喷嘴间距之间不再是简单线性关系, 实验数据的离散性也较大, 这表明"轴向传播"模式更具随机性。从图 24中还可以看到LES模拟结果与实验结果符合得较好, 说明LES具有获得火焰传播过程主要特征的能力。
Machover和Mastorakos[20]也研究了不同喷嘴间距下环形燃烧室模型中的周向点火时间, 结果如图 25(a)所示, 图中标示代表"喷嘴间距_当量比_峰流速度", ws(without swirl)表示未安装旋流器。可以看到, 同样有喷嘴间距越大, 周向点火时间越长的情况。
Prieur等[17]比较了3种不同燃料(气态的丙烷、液态的庚烷、液态的十二烷)的周向点火时间, 结果如表 1所示。实验中对环形燃烧室进行了预热, 使壁面温度达到900K。结果发现庚烷比丙烷周向点火时间长约20%, 而十二烷则比丙烷长约50%, 这表明不同燃料特性对点火时间存在影响, 主要是因为气态燃料在合适的配比下能够直接燃烧, 而液态燃料在可燃之前需要经过雾化蒸发的过程, 并且, 蒸发所需时间还与液滴的粒径、温度等因素相关, 因此越难雾化蒸发的燃料(十二烷), 点火所需的时间就越长。
| φ=0.92P=82kW | φ=1.00P=89kW | |
| Propane (gaseous) | 23.5ms | 21.0ms |
| n-Heptane (liquid) | 29ms (+23%) | 25ms (+19%) |
| Dodecane (liquid) | 35.5ms (+51%) | 32.0ms (+52%) |
Philip等[15]通过实验对比了燃烧室壁面在冷态及预热状态下的周向点火时间, 如图 26所示。在不同流速下记录了从点火到火焰面汇合所需时间, 图中COLD表示未预热的冷态, 而PREHEATED表示燃烧室点火前先进行10min燃烧预热的状况。可以发现, 预热状态下周向点火时间比冷态下缩短了近30ms, 这主要是因为壁面温度上升使得火焰传播速度提高。由此可知, 燃烧室壁面温度对周向点火时间有重要影响。
Prieur等[17]在不同当量比及流速条件下研究了周向点火时间, 如图 27所示。实验结果发现, 流速一定时, 周向点火时间随当量比的增大而缩短, 这主要是由于当量比的增大, 一方面会增加火焰传播速度, 另一方面, 燃后气体温度随当量比增大而上升, 产生更显著的体积热膨胀效应, 这也会加速火焰传播; 当量比一定时, 周向点火时间随流速增大而缩短, 这是因为增大流速意味着湍流度增强, 这使得火焰褶皱加剧, 从而加速火焰传播。同时, 火焰在喷嘴间的传播存在一种"锯齿形传播"模式, 而更高的湍流度就会使得未燃喷嘴的回流区有更大的几率捕获到相邻已燃喷嘴的火焰片段, 这也会使周向点火时间缩短。
Machover和Mastorakos[20]也研究了当量比及流速对周向点火时间的影响。同样发现, 增大当量比及流速会缩短周向点火时间, 结果如图 25(b)和(c)所示。
Bourgouin等[13]在MICCA环形燃烧室模型上通过实验和数值模拟的方法研究了流速对周向点火时间的影响, 结果如图 28所示。可以看到周向点火时间随流速增大而减小, G方程模拟的结果在量级及趋势上与实验结果一致, 并且在较大流速条件下, 两者吻合得更好。
点火模式主要涉及2种, 先点火后通气(SFFL, Spark First, Fuel Later)以及先通气后点火(FFSL, Fuel First, Spark Later), 而SFFL模式是实际航空发动机燃烧室中普遍采用的点火模式。EM2C实验室在MICCA环形燃烧室模型中采用的是FFSL模式, 该模式的实验重复性较好, 并且方便进行数值模拟验证, 而剑桥大学在实验中所采用的则是SFFL模式。因此, 需要考虑不同模式对周向点火时间的影响。
根据令狐昌鸿等[26]的研究结果, 不同点火模式下, 周向点火时间存在显著差异, 如图 29所示。FFSL模式下的周向点火时间要远短于SFFL模式。这主要是因为在FFSL模式下, 预混气体已经充满了整个环形燃烧室, 初始火核在形成后能很顺利地扩张并发展为火焰继续传播, 而SFFL模式下, 点火过程还受到燃气掺混供给、流场结构等因素的影响, 使得点火过程随机性变大, 因此周向点火时间显著增长。
3.5.6 周向速度分量
叶沉然等[24, 28]在TurboCombo实验平台上通过改变喷嘴入射角度来研究周向速度分量对周向点火的影响(周向速度分量的方向俯视为逆时针)。
图 30展示了FFSL模式下, 倾斜喷嘴和竖直喷嘴2种结构的周向点火时间变化规律。在周向速度分量的作用下, 沿逆时针传播的火焰面得到加速, 而沿顺时针方向传播的火焰面则被抑制。这种影响在主流速度或者说周向速度分量较小的情况下使得周向点火时间延长。但随着主流速度的不断增大, 周向速度分量也随之不断增大, 这时周向速度分量已经与火焰本身的传播速度量级相当, 周向速度分量主导了整个火焰传播过程。因此, 在较大的周向速度推动下, 火焰的周向传播速度加快, 周向点火时间缩短。
而对于SFFL点火模式, 在周向速度的主导作用下, 火焰的周向传播模式从双向传播转变为仅沿周向速度分量方向单向传播(见图 22), 这就使得周向点火时间显著延长, 如图 31所示。倾斜喷嘴的周向点火时间要明显大于竖直喷嘴的周向点火时间。
Machover和Mastorakos[20]通过是否在喷嘴中安装旋流器研究了旋流对周向点火时间的影响。在图 25(d)中未安装旋流器, 可以看出引入旋流可以缩短周向点火时间。这是由于安装旋流器能够加快混合, 并提高湍流度, 使得湍流火焰传播速度增加, 从而缩短周向点火时间。
3.5.8 点火器位置Bourgouin等[13]将点火器置于不同位置, 分别为喷嘴外侧E、喷嘴中心C、喷嘴内侧I, 进行了点火实验, 结果如图 32所示。可以发现, 不同的点火位置下, 周向点火时间基本接近, 这可能是由于在高湍流度下, 3个位置形成的初始火核都能够顺利地进入喷嘴的中心回流区成功点燃喷嘴。
叶沉然等[27]在浙江大学TurboCombo实验平台上对比研究了燃烧室出口安装涡轮导叶和独立燃烧室2种构型下的周向点火过程。图 33展示了2种构型在相同工况下同一时刻的火焰自发光的可见光图像, 周向点火过程火焰传播的几个阶段大致相同, 但是在燃烧室出口处收敛段和涡轮导叶作用使得当地流场加速, 对火焰传播的影响比较显著。
同时, 在2种构型下对比了周向点火时间, 发现在燃烧室出口安装涡轮导叶会缩短周向点火时间, 如图 34所示。这主要是由于涡轮导叶的存在改变了出口条件, 点火过程中燃烧室内非定常流场结构随之改变。涡轮导叶对点火过程的影响是目前较新的研究问题, 在工程实践上也存在燃烧室部件实验得到的点火性能与整机差别较大的情况。涡轮导叶对点火瞬间非定常流场结构的影响机制, 依然需要更多实验测量和数值仿真的基础研究。
在航空发动机燃烧室设计中普遍采用SFFL点火模式, 该点火模式易受流动的影响, 且由于点火和火焰传播过程均为湍流火焰, 由此带来的周向点火过程比FFSL模式具有更大的不确定性。
在浙江大学TurboCombo平台上研究了2种点火模式的不确定性[26]。图 35给出了2种点火模式6次独立重复点火实验的火焰积分亮度曲线图。可以看到, FFSL点火模式的火焰积分亮度曲线重合度比SFFL模式好, 即FFSL模式的重复性更好。在6次试验中, FFSL点火模式的周向点火时间的平均值为54.0ms, 标准差为2.9ms, 相对标准差5.4%;SFFL周向点火时间的平均值为177ms, 标准差为25.5ms, 相对标准差14.4%。另外, 由于SFFL模式的周向点火过程更易受湍流的影响, 火焰积分亮度曲线增长斜率一致性差, 周向点火时间不确定性较大。
本文介绍了国内外几种典型的环形燃烧室模型, 并总结了环形燃烧室周向点火过程机理研究的进展。结论如下:
(1) 现有的环形燃烧室模型结构大体相同, 主要由配气室、输气管路、旋流喷嘴和燃烧室组成。实验中, 为了满足可视化观测需求, 燃烧室壁面通常由耐高温的透明石英玻璃管组成。除了实验手段外, 也可以通过数值方法(如大涡模拟等非定常数值方法)对点火过程进行模拟。现有的研究结果表明, LES具有描述火焰传播的主要特征、研究周向点火机理的能力, 但所需计算资源依然较大。
(2) 周向点火时间是环形燃烧室的重要参数, 受多种因素影响。一般地, 周向点火时间随喷嘴间距的缩短, 总体当量比、流速的提高, 壁面温度上升及旋流的增强而减小, 这主要是由于不同的火焰传播模式、火焰传播速度、湍流脉动、火焰面褶皱等因素造成的。通常FFSL模式比SFFL模式的周向点火时间短, 气态燃料较液体燃料的周向点火时间短, 而点火位置的变化对点火时间影响不明显, 但是对点火概率有影响。另外, 改变燃烧室出口边界条件(例如安装涡轮导叶), 会缩短周向点火时间。
(3) 实验中通常采用高速摄像机记录整个火焰传播过程的CH*或OH*自由基的自发光图像, 进一步分析周向点火过程。为了更深入地研究火焰周向传播机理, 实验中也逐渐开始运用一些高时空分辨率光学诊断方法(如PLIF、PIV等)来获取燃烧室中的组分和流场结构等, 但这些诊断方法在环形燃烧室中的应用依然还存在一些障碍, 有待进一步完善。
环形燃烧室周向点火过程是一个复杂过程, 蕴含丰富科学问题, 点火机理依然是目前较活跃的研究问题, 有待进一步深入研究, 特别是点火不确定性、气液燃料的点火过程间差异、进气温度压力影响、出口影响和燃烧室涡轮耦合等方面, 依然需要更多的实验与数值研究。
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