典型工況下低排放燃燒室的壓力振蕩特性

李文朝，林宇震，秦　皓

（北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191）

典型工況下低排放燃燒室的壓力振蕩特性

李文朝，林宇震，秦皓

（北京航空航天大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京100191）

為了研究低排放燃燒室在典型工況下的壓力振蕩特性，針對(duì)模型燃燒室進(jìn)行了燃燒自激振蕩特性試驗(yàn)。在試驗(yàn)中測(cè)量了采用貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)（LPP）燃燒技術(shù)的低排放燃燒室在典型工況下的壓力振蕩頻率和幅值，在燃燒室進(jìn)口壓力為1.10～2.77 M Pa、燃燒室進(jìn)口溫度為656～845 K、燃燒室壓降為3.41%～4.35%范圍內(nèi)，分析了燃油粒徑變化對(duì)振蕩特性的影響。分析結(jié)果表明：局部當(dāng)量比脈動(dòng)是引發(fā)燃燒不穩(wěn)定的因素之一。通過(guò)計(jì)算燃油二次霧化狀態(tài)下的液滴最大粒徑，發(fā)現(xiàn)燃油液滴粒徑的變化對(duì)主燃級(jí)出口處的局部當(dāng)量比脈動(dòng)有直接影響，從而引起燃燒室壓力振蕩幅值和頻率的變化。

壓力振蕩；燃油粒徑；局部當(dāng)量比脈動(dòng)；低排放燃燒室；貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)；中心分級(jí)；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0　引言

近年來(lái)，國(guó)際適航排放標(biāo)準(zhǔn)對(duì)民用航空發(fā)動(dòng)機(jī)環(huán)保性的要求愈加嚴(yán)格。針對(duì)低排放燃燒，在航空燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室中引入了貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)（LPP）燃燒技術(shù)［1］。北京航空航天大學(xué)自主研發(fā)的LESS（Low Emissions with Stirred Swirls）低污染燃燒室采用了中心分級(jí)的LPP技術(shù)，能夠顯著降低污染物排放特別是NOx的排放。

由于LPP技術(shù)火焰筒內(nèi)火焰穩(wěn)定性差，容易引發(fā)不穩(wěn)定燃燒，大幅度的壓力振蕩就是最直接的影響之一。壓力振蕩會(huì)使機(jī)械載荷產(chǎn)生系統(tǒng)部件疲勞，從而導(dǎo)致部件過(guò)早磨損，嚴(yán)重時(shí)可能直接導(dǎo)致高溫組件失效［2］。航空發(fā)動(dòng)機(jī)的典型工況是針對(duì)起飛著陸循環(huán)（Landing and Take Off，LTO）而言的，包括了起飛、爬升、進(jìn)場(chǎng)和巡航4個(gè)典型狀態(tài)。在航空發(fā)動(dòng)機(jī)整個(gè)LTO循環(huán)中，需要避免大幅度的壓力振蕩，減小不穩(wěn)定燃燒的發(fā)生概率，保證發(fā)動(dòng)機(jī)的安全性。

對(duì)于貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)燃燒室，燃料的霧化和蒸發(fā)、當(dāng)量比脈動(dòng)以及火焰筒內(nèi)的釋熱率脈動(dòng)等因素都有可能引發(fā)燃燒不穩(wěn)定［3］。其中液態(tài)燃料的霧化和蒸發(fā)的脈動(dòng)是LPP燃燒有別于其他貧油預(yù)混燃燒的特點(diǎn)。針對(duì)液態(tài)燃料霧化和蒸發(fā)脈動(dòng)激發(fā)燃燒不穩(wěn)定的研究明顯少于其他機(jī)理的研究。Lieuwen［4-5］指出液態(tài)燃料霧化、蒸發(fā)的脈動(dòng)直接影響局部當(dāng)量比脈動(dòng)，從而可能激發(fā)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象；燃料霧化、摻混得越均勻，局部當(dāng)量比脈動(dòng)產(chǎn)生的概率就越??；并且，局部當(dāng)量比脈動(dòng)是直接引發(fā)燃燒室壓力脈動(dòng)的主要原因。M.Zhu等［6-7］詳細(xì)地研究了燃燒室中熱釋放率產(chǎn)生的熵波轉(zhuǎn)換成壓力脈動(dòng)的過(guò)程，并且通過(guò)監(jiān)測(cè)壓力脈動(dòng)、釋熱以及燃油液滴DSM、摻混的百分?jǐn)?shù)、燃油流量以及空氣流量等參數(shù)，指出燃油霧化質(zhì)量可能導(dǎo)致燃燒不穩(wěn)定；Akitoshi Fujita等［8］直接通過(guò)2維數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)預(yù)混火焰的變化導(dǎo)致液滴霧化粒徑變化會(huì)直接影響到預(yù)混火焰結(jié)構(gòu)脈動(dòng)繼而引發(fā)熱聲振蕩，而火焰結(jié)構(gòu)脈動(dòng)的原因是局部當(dāng)量比發(fā)生了變化。

上述研究均表明，液態(tài)燃料霧化程度可能影響燃燒不穩(wěn)定所引發(fā)的壓力振蕩。本文針對(duì)采用中心分級(jí)LPP技術(shù)的LESS燃燒室在典型工況下，定性分析液態(tài)燃料霧化對(duì)壓力振蕩的影響。

1　研究對(duì)象

LESS燃燒室的結(jié)構(gòu)如圖1所示。從圖中可見(jiàn)，預(yù)燃級(jí)在中心，為傳統(tǒng)的旋流杯結(jié)構(gòu)，燃燒模式為擴(kuò)散燃燒；主燃級(jí)在外環(huán)，設(shè)計(jì)為環(huán)形預(yù)混段，燃燒模式為預(yù)混預(yù)蒸發(fā)模式。主燃級(jí)燃油噴油方式為多點(diǎn)橫向噴射，燃油通過(guò)直射式噴嘴徑向噴射進(jìn)入預(yù)混通道內(nèi)，在內(nèi)外環(huán)和端壁上開有進(jìn)氣的斜孔，使進(jìn)入預(yù)混段內(nèi)的氣流具有一定的切向速度，有利于預(yù)混段內(nèi)的油氣混合、蒸發(fā)，從而實(shí)現(xiàn)貧油燃燒，有效降低NOx排放。

圖1　LESS燃燒室結(jié)構(gòu)

2　試驗(yàn)

2.1試驗(yàn)工況

試驗(yàn)測(cè)量了相近分級(jí)比不同進(jìn)口條件下的燃燒室壓力振蕩。燃燒室工況見(jiàn)表1，包括進(jìn)口壓力Pin、進(jìn)口溫度Tin、進(jìn)口空氣流量ma、燃燒室相對(duì)壓降ξ（進(jìn)、出口之間壓差與進(jìn)口總壓的比值）、預(yù)總分級(jí)比SR（預(yù)燃級(jí)燃油質(zhì)量與總?cè)加唾|(zhì)量之比）和總油氣比FAR（總?cè)加土髁颗c總空氣流量之比）。

表1　試驗(yàn)工況

2.2測(cè)試系統(tǒng)

測(cè)試系統(tǒng)如圖2所示。中心分級(jí)的貧油預(yù)混預(yù)蒸發(fā)燃燒室發(fā)生壓力振蕩的主要頻率為100～2000 Hz［9］，主要與局部當(dāng)量比脈動(dòng)、壓力振蕩耦合、燃燒室內(nèi)部火焰渦相互作用有關(guān)。主要頻段的聲波產(chǎn)生于燃燒室火焰筒，其傳播方向有2個(gè)：（1）向上游的頭部截面穿過(guò)旋流通道進(jìn)入集氣室的擴(kuò)壓器部分反射回來(lái)；（2）向下游遇到燃燒室出口截面，遇到壁面冷卻結(jié)構(gòu)反射回來(lái)。在火焰筒結(jié)構(gòu)中，火焰筒冷卻結(jié)構(gòu)可以視作聲阻抗單元，因此，能夠忽略聲波從火焰筒傳至集氣室的部分［10-12］。因此，在圖2中“×”處測(cè)點(diǎn)對(duì)壓力振蕩的頻率測(cè)量沒(méi)有影響。動(dòng)態(tài)壓力采集頻率為10 kHz，樣本時(shí)長(zhǎng)為3 s，頻率分辨率為0.3 Hz。

圖2　試驗(yàn)測(cè)試布局

圖3　典型LTO工況下的壓力頻譜

2.3試驗(yàn)結(jié)果

本試驗(yàn)在保持主燃級(jí)和預(yù)燃級(jí)等油氣比的情況下，對(duì)集氣室部位試驗(yàn)采集的壓力振蕩信號(hào)作快速傅里葉變換（Fast Fourier Transform，F(xiàn)FT），得到了在表1 中4個(gè)工況下該時(shí)段的壓力振蕩頻率與幅值。試驗(yàn)工況1～4下測(cè)得的壓力振蕩頻譜如圖3所示。從圖中可見(jiàn)，在工況1下，壓力振蕩主頻發(fā)生在514 Hz處，振蕩幅值為4.8 kPa；在工況2下，壓力振蕩第1、2主頻分別發(fā)生在1802、900 Hz處，振蕩幅值分別為4.8、2.0 kPa；在工況3下，壓力振蕩主頻發(fā)生在976 Hz處，振蕩幅值為3.6 kPa；在工況4下，壓力振蕩主頻發(fā)生在959 Hz處，振蕩幅值為4.4 kPa。

3　CFD計(jì)算

3.1CFD建模及驗(yàn)證

采用數(shù)值模擬的方法研究LESS燃燒室主燃級(jí)出口處局部當(dāng)量比的分布規(guī)律。CFD數(shù)值模擬工具采用商業(yè)計(jì)算軟件FLUENT，研究對(duì)象為如圖1所示的LESS燃燒室模型，計(jì)算域包含燃燒室頭部旋流器流道以及燃燒室火焰筒流道部分。由于LESS燃燒室主燃級(jí)的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)復(fù)雜，為了減少網(wǎng)格數(shù)目，采用區(qū)域法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對(duì)預(yù)燃級(jí)采用四面體網(wǎng)格，對(duì)旋流器等比較復(fù)雜的位置進(jìn)行網(wǎng)格加密，對(duì)預(yù)燃級(jí)進(jìn)口段和火焰筒筒體部分采用六面體網(wǎng)格；生成的3維網(wǎng)格數(shù)目為193萬(wàn)，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)目為99萬(wàn)。湍流模型采用realizable k-ε（2-eqn），計(jì)算模式為3維穩(wěn)態(tài)計(jì)算，預(yù)燃級(jí)和主燃級(jí)進(jìn)口采用質(zhì)量流量進(jìn)口邊界條件，質(zhì)量流大小及方向根據(jù)氣動(dòng)設(shè)計(jì)反推，LESS燃燒室出口邊界條件采用壓力出口邊界。主燃級(jí)和預(yù)燃級(jí)的空氣流量分別按照工況1～4的氣量分配給定。預(yù)燃級(jí)燃油設(shè)置出口位置為圖1中預(yù)燃級(jí)噴油位置，預(yù)燃級(jí)DPM離散相模型采用air-blast-atomizer模型，主燃級(jí)燃油設(shè)置出口位置為圖1中主燃級(jí)噴油位置，沿周向均勻分布，主燃級(jí)DPM離散相模型采用group模型。近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，壓力方程采用2階精度離散，動(dòng)量、湍流動(dòng)能以及湍動(dòng)能耗散率采用QUICK格式離散，采用解壓力耦合方程的半隱式算法對(duì)離散方程求解。本文所有計(jì)算結(jié)果的收斂準(zhǔn)則為進(jìn)、出口流量相對(duì)誤差小于1×10-3，全部殘差小于1×10-5。

CFD計(jì)算工況參數(shù)按照工況1～4設(shè)定，為了在一定程度上考察CFD數(shù)值計(jì)算的可信度，在工況1～4條件下，燃燒室進(jìn)、出口壓力和燃燒室壓降的CFD計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比見(jiàn)表2。從表中可見(jiàn)，燃燒室壓降的CFD計(jì)算值和試驗(yàn)值的相對(duì)誤差η最大絕對(duì)值為3.98%；說(shuō)明了CFD計(jì)算結(jié)果較為準(zhǔn)確，具有一定的參考價(jià)值。

3.2CFD計(jì)算燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布

CFD計(jì)算主燃級(jí)和預(yù)燃級(jí)在設(shè)定工況下燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布計(jì)算得到的燃燒室燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布云圖如圖4所示。主燃級(jí)噴出的燃油經(jīng)過(guò)霧化過(guò)程進(jìn)入火焰筒之后迅速燃燒，因此以主燃級(jí)出口平面為基準(zhǔn)邊界對(duì)燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)展開分析。在燃燒室主燃級(jí)出口沿周向的當(dāng)量比分布規(guī)律基本一致，因此在主燃級(jí)出口平面上取同主燃級(jí)出口相切的直線區(qū)域（如圖5所示）［13］，得到了直線上燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線（如圖6所示）。

表2　CFD計(jì)算值與試驗(yàn)值對(duì)比

圖6　燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布曲線

該直線區(qū)域分別在工況1～4條件下的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布如圖6所示。通過(guò)相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差計(jì)算（式（1））得到工況1～4的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布均勻程度，其中，F(xiàn)ARji是圖6中工況j的橫坐標(biāo)位置i對(duì)應(yīng)的油氣比，F(xiàn)ARj為工況j的總油氣比，Sj為工況j的相對(duì)標(biāo)準(zhǔn)偏差值。經(jīng)計(jì)算S1≈S3＞S4≈S2。

從圖6中和計(jì)算結(jié)果可知，工況2、4的燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布較為均勻，工況1、3燃油質(zhì)量分?jǐn)?shù)分布均勻程度較差，此現(xiàn)象在靠近主燃級(jí)外側(cè)壁面處（±0.03 m）尤為明顯。

4　分析

對(duì)于中心分級(jí)預(yù)混燃燒來(lái)說(shuō)，激發(fā)燃燒不穩(wěn)定性引發(fā)壓力脈動(dòng)的原因包括2方面：（1）燃燒室內(nèi)部火焰/大尺度結(jié)構(gòu)相互作用；（2）主燃級(jí)當(dāng)量比脈動(dòng)引起熱聲振蕩［3-14］。

LESS燃燒室在典型工況下發(fā)生壓力振蕩的機(jī)理具體是哪一方面起主導(dǎo)作用需要進(jìn)一步分析。

4.1振蕩頻率分析

文獻(xiàn)［15］通過(guò)簡(jiǎn)易模型和CFD方法檢驗(yàn)了LESS燃燒室的共振模態(tài)。Z.M.Ibrahim［16］的研究中給出邊界為聲壓全反射條件下燃燒室的半波模態(tài)頻率的表達(dá)式（式（2）），將燃燒室分成3個(gè)特征區(qū)，T1、T2和T3分別為火焰區(qū)上游、火焰區(qū)和火焰區(qū)下游（定義為3個(gè)特征區(qū)）的平均溫度；L1反映了火焰的軸向位置，L2反映了火焰的軸向長(zhǎng)度，L3反映了火焰下游至燃燒室出口的軸向長(zhǎng)度。從式（2）中可知，燃燒室的模態(tài)頻率與各區(qū)的平均聲速和長(zhǎng)度成正比

在試驗(yàn)過(guò)程中，從旋流器出口截面到臨界孔板之間的管道總長(zhǎng)度為790 mm，利用Chemkin軟件計(jì)算4個(gè)典型工況的燃燒溫度T分別為1604.2～1606.5、1651.1～1653.0、1543.1～1546.2和 1751.1～1755.0 K，因此可得到在工況1～4下，燃燒室第1軸向全波模態(tài)為912～998 Hz，半波模態(tài)為457～500 Hz，工況1～4全波模態(tài)頻率見(jiàn)表3，fa是燃燒室全波自然模態(tài)頻率。從表中可見(jiàn)，在工況1下的壓力振蕩頻率同燃燒室的半波自然模態(tài)頻率產(chǎn)生共振，在工況2下的壓力振蕩第1主頻同燃燒室的全波自然模態(tài)頻率的2倍頻產(chǎn)生共振，在工況3、4下都是壓力振蕩頻率同燃燒室的全波模態(tài)頻率產(chǎn)生共振。

表3　自然模態(tài)頻率

4.2火焰/大尺度結(jié)構(gòu)相互作用

火焰/大尺度結(jié)構(gòu)相互作用包括環(huán)狀渦/火焰（特點(diǎn)為對(duì)稱火焰結(jié)構(gòu)）和進(jìn)動(dòng)渦/火焰的相互作用（特點(diǎn)非對(duì)稱火焰結(jié)構(gòu)）。大尺度結(jié)構(gòu)的對(duì)流特性可以用斯特勞哈爾數(shù)（St）表示［17］。St（見(jiàn)式（3））是描述有特征頻率圓周運(yùn)動(dòng)的無(wú)量綱數(shù)。

式中：fv為渦的脈動(dòng)頻率；D為特征尺度（固定燃燒結(jié)構(gòu)下特征尺度為常量）；u為射流速度。

對(duì)于燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室，固定燃燒結(jié)構(gòu)且在外界沒(méi)有施加其他擾動(dòng)的情況下St為定值。從式（3）可知，頻率fv同射流速度u成正比。在每個(gè)工況下已經(jīng)發(fā)生壓力振蕩，若是由火焰/大尺度結(jié)構(gòu)相互作用引起的，那么振蕩主頻應(yīng)當(dāng)?shù)扔跍u脈動(dòng)的頻率，即：fi=fv

式中：射流速度u等于油氣混合物的主燃級(jí)流速ui；ma為主燃級(jí)進(jìn)口流量；ρa(bǔ)為主燃級(jí)進(jìn)口熱空氣密度；CdA為主燃級(jí)進(jìn)口有效面積，得到工況1～4的主燃級(jí)流速u1～u4（見(jiàn)表4）。

表4　空氣流速和頻率

4.3當(dāng)量比脈動(dòng)同聲波相互作用

從CFD計(jì)算結(jié)果可知，在不同工況下，燃燒室的主燃級(jí)出口處燃油同空氣的摻混均勻程度是不一樣的，燃油和空氣的不均勻摻混必然導(dǎo)致燃燒室主燃級(jí)出口處局部當(dāng)量比的脈動(dòng)。試驗(yàn)工況1～4的當(dāng)量比接近貧油熄火邊界，燃燒的穩(wěn)定性對(duì)于局部當(dāng)量比的脈動(dòng)十分敏感。局部當(dāng)量比的脈動(dòng)會(huì)導(dǎo)致火焰表面溫度脈動(dòng)，從而引發(fā)熵波向下游傳遞，經(jīng)燃燒室壁面反射從而產(chǎn)生壓力脈動(dòng)；壓力脈動(dòng)又導(dǎo)致流動(dòng)和混合過(guò)程擾動(dòng)，進(jìn)而產(chǎn)生燃燒室的聲學(xué)振蕩循環(huán)。

從表1可知，工況1～4的燃油預(yù)/總分級(jí)比和燃油總油氣比基本保持不變。但從圖3中的測(cè)試結(jié)果可知，工況1～4的振蕩頻率和幅值均發(fā)生了較大的變化。壓力振蕩幅值代表燃燒不穩(wěn)定發(fā)生的劇烈程度；壓力振蕩頻率的改變說(shuō)明了火焰距離旋流器端面位置發(fā)生了變化，而火焰位置又與燃油霧化粒徑有關(guān)。LESS燃燒室的特點(diǎn)是主燃級(jí)摻混蒸發(fā)段長(zhǎng)度較短，燃油的霧化和蒸發(fā)的過(guò)程會(huì)相應(yīng)受到影響。因此，燃油在典型工況下的霧化程度是影響燃油顆粒空間和時(shí)間不均勻性的關(guān)鍵因素。因此有必要研究局部當(dāng)量比脈動(dòng)和燃油霧化特性之間的關(guān)系。

4.4燃油液滴粒徑對(duì)局部當(dāng)量比的影響

LESS燃燒室主燃級(jí)噴油方式為燃油直接噴射，燃油噴入主燃級(jí)預(yù)混段的旋轉(zhuǎn)氣流經(jīng)過(guò)不斷地蒸發(fā)、霧化形成燃油液滴并且與空氣混合。經(jīng)過(guò)霧化后所產(chǎn)生的直徑較小的燃油液滴在旋轉(zhuǎn)氣流中的跟隨性強(qiáng)，反之，直徑較大的燃油液滴跟隨性弱［19］。跟隨性強(qiáng)的燃油液滴能夠更好地同空氣摻混，跟隨性弱的燃油液滴由于同空氣摻混不均勻，即可燃?xì)怏w混合物的空間分布不均勻，產(chǎn)生的瞬時(shí)當(dāng)量比梯度導(dǎo)致了局部當(dāng)量比波動(dòng)，因此燃燒時(shí)的預(yù)混火焰所產(chǎn)生的熱釋放率也隨之波動(dòng)。

燃油液滴燃燒前需要經(jīng)過(guò)初次破碎和二次霧化2個(gè)過(guò)程［20］。燃油射流在橫向旋轉(zhuǎn)氣流作用下導(dǎo)致液體射向下游彎曲破碎（如圖7所示），形成較大尺寸的液團(tuán)、液絲和液滴。當(dāng)氣動(dòng)力超越表面張力時(shí)，這些液團(tuán)、液絲和液滴在氣動(dòng)力的作用下進(jìn)一步破碎，直到達(dá)到臨界韋伯?dāng)?shù)Wecr，形成二次霧化。

達(dá)到臨界韋伯?dāng)?shù)時(shí)液滴的直徑就是燃油液滴在當(dāng)前熱力學(xué)和空氣動(dòng)力學(xué)條件下所能維持液滴形態(tài)的最大直徑d0

圖7　射流在橫向氣流中破碎［21］

式中：Wecr是常數(shù)，取定值12［19］；ρa(bǔ)為熱空氣的密度；ui為主燃級(jí)出口。

表5　燃油液滴最大直徑

式中：Pc為壓力振蕩相對(duì)幅值；P'為壓力振蕩幅值；P為燃燒室進(jìn)口壓力。表5給出了不同工況下對(duì)應(yīng)的壓力振蕩脈動(dòng)的相對(duì)幅值Pc和振蕩頻率fi。

不同燃油直徑下的壓力振蕩特性如圖8所示。從圖中可見(jiàn)，在工況2、4下，燃油液滴直徑為6.9 μm （red spot）和7.1 μm（green spot），直徑大小比較接近，壓力相對(duì)振幅變化不大，均為0.17%；但是振蕩頻率驟然降低，由1802 Hz（全波自然模態(tài)頻率的2倍頻）階躍至959 Hz。由此說(shuō)明，在工況2下的燃油粒徑小于全波振蕩頻率區(qū)下限，局部當(dāng)量比無(wú)法維持在全波聲模態(tài)倍頻振蕩，從而躍遷至頻率較低的全波自然聲模態(tài)頻率；而在工況4下的燃油粒徑在全波振蕩頻率區(qū)內(nèi)，局部當(dāng)量比維持在全波自然聲模態(tài)頻率振蕩。在工況4、3下，燃油粒徑為7.1 μm（green spot）和14.1 μm（blue spot），隨著液滴粒徑的增大，振蕩相對(duì)幅值增大，由0.17%增至0.32%；振蕩頻率在全波自然模態(tài)范圍內(nèi)無(wú)明顯變化。在工況3、1下，在燃油液滴直徑為14.1 μm（blue spot）和15.4 μm（cyan spot）時(shí)，壓力相對(duì)振蕩幅值隨之增大，由0.32%增至0.34%；可見(jiàn)隨著燃油液滴直徑的增大，壓力振蕩的相對(duì)振幅也隨之增大，振蕩頻率呈階躍式降低，由全波自然模態(tài)頻率范圍內(nèi)的976 Hz降低至半波自然模態(tài)頻率范圍的514 Hz。由此說(shuō)明了在工況3下的燃油粒徑在全波振蕩頻率區(qū)范圍內(nèi)，局部當(dāng)量比維持在全波自然聲模態(tài)頻率振蕩；在工況1下的燃油粒徑大于全波振蕩頻率區(qū)的上限，局部當(dāng)量比無(wú)法維持全波自然聲模態(tài)頻率振蕩，進(jìn)而躍遷至頻率更低的半波自然模態(tài)頻率。

圖8　不同燃油直徑下的壓力振蕩特性

上述現(xiàn)象說(shuō)明，隨著二次霧化的燃油顆粒直徑的

根據(jù)工況1～4的初始?jí)毫in和進(jìn)口溫度Tin以及燃燒室相對(duì)壓降能夠得到燃油液滴最大直徑（見(jiàn)表5）。

同一燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室，固定聲學(xué)邊界結(jié)構(gòu)不變；因此，導(dǎo)致不穩(wěn)定燃燒的釋熱脈動(dòng)能量（熵波）在燃燒室下游邊界以1個(gè)固定系數(shù)反射回上游，產(chǎn)生壓力振蕩［2］。因此壓力振蕩幅值的相對(duì)大小能夠反映出釋熱脈動(dòng)的強(qiáng)度。壓力振蕩相對(duì)幅值的計(jì)算方法為增大，燃油液滴隨著旋轉(zhuǎn)氣流運(yùn)動(dòng)的跟隨性降低，摻混均勻程度也隨之降低，從而導(dǎo)致主燃級(jí)出口局部當(dāng)量比脈動(dòng)程度的加劇，具體表現(xiàn)在壓力相對(duì)振蕩幅值的增大；振蕩頻率的階躍式變化，同樣證明了隨著燃油液滴粒徑增大，單個(gè)液滴質(zhì)量上升，導(dǎo)致了燃油液滴隨氣流運(yùn)動(dòng)的跟隨性下降，因此局部當(dāng)量比無(wú)法保持更高頻率的脈動(dòng)狀態(tài)。在工況4、3下的燃油粒徑在全波振蕩頻率區(qū)范圍內(nèi)，該區(qū)域決定了振蕩頻率是否在全波自然聲模態(tài)范圍內(nèi)；小于全波振蕩頻率區(qū)下限則躍遷至全波聲模態(tài)的倍頻，大于全波振蕩頻率區(qū)上限則躍遷至半波自然模態(tài)頻率。

5　結(jié)論

本文研究了LESS燃燒室典型工況下燃燒時(shí)振蕩壓力頻率和幅值的變化趨勢(shì)。通過(guò)分析得到以下結(jié)論：

（1）LESS燃燒室主燃級(jí)出口處局部當(dāng)量比脈動(dòng)是引發(fā)燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象的主要因素；

（2）主燃級(jí)燃油顆粒直徑與壓力振蕩劇烈程度有關(guān)，壓力振蕩的相對(duì)幅值隨著顆粒直徑的增大而增大，壓力振蕩的頻率隨著顆粒直徑的增大而由高頻振蕩波段躍遷至低頻振蕩波段；

（3）燃油顆粒直徑變大導(dǎo)致了局部當(dāng)量比脈動(dòng)加劇，由此引發(fā)的熱聲振蕩是導(dǎo)致壓力振蕩的主要原因。

［1］林宇震，許全宏，劉高恩.燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室［M］.北京：國(guó)防工業(yè)出版社，2009：235.

LIN Yuzhen，XU Quanhong，LIU Gaoen.Gas turbine combustor［M］. Beijng：National Defense Industry Press，2009：235（in Chinese）.

［2］Lieuwen T C，Yang V.Combustion instabilities in gas turbine combustion［M］.New York：AIAA.Inc，2005.

［3］Huang Y，Yang V.Dynamics and stability of lean-premixed swirl stabilized combustion［J］.Progress in Energy and Combustion Science 2009，35：293-364.

［4］Lieuwen T C，Yang V.Combustion instabilities in gas turbine engines：operational experience，fundamental mechanisms，and modeling［M］. New York：AIAA.Inc.，2005：64-87.

［5］Lieuwen T，Zinn B T.The role of equivalence ratio oscillation in driving combustion instabilities in low NOx gas turbines［J］.Proceedings of the Combustion Institute，1998，27（2）：1809-1816.

［6］Zhu M.Self-excited oscillations in combustors with spray atomizers［J］. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2001，123（2）：779-786.

［7］Zhu M.Forced oscillations in combustors with spray atomizers［J］. Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2002，124（1）：20-30.

［8］Akitoshi Fujita.Two-dimensional direct numerical simulation of spray flames-part 1：effects of equivalence ratio，fuel droplet size and radiation，and validity of flamelet model［J］.Fuel，2013，104：515-525.

［9］Mongia H C，Held T J，Hsiao G C，et al.Incorporation of combustion instabilityissuesintodesignprocess：GEaero-derivativeand aero-engines experience［M］.Progress in Astronautics and Aeronautics，2005：43-64.

［10］Jorg C，Wagner M，Sattelmayer T.Experimental investigation of the acoustic reflection coefficient of a modeled gas turbine impingement cooling section［R］.ASME 2012-GT-68916.

［11］Schulz A，Bake F，Enghardt L.Acoustic damping analysis of bias flow liners based on spectral flow characteristics［R］.AIAA-2013-2177.

［12］Jayatunga C，QIN Q，Sanderson V，et al.Absorption of normal-incidence acoustic waves by double perforated liners of industrial gas turbine combustors［R］.ASME 2012-GT-68842.

［13］Quang-Viet Nguyen，Measurement of equivalence ratio fluctions in a lean premixed prevaporized combustor and its correlation to combustion instability［R］.ASME 2002-GT-30060.

［14］Lieuwen T C.Unsteady combustor physics［M］.Cambridge：Cambridge University Press，2012：12.

［15］秦皓，湯冠瓊，林宇震，等.燃油分級(jí)比對(duì)LESS燃燒室壓力振蕩頻率的影響［J］.航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2015，30（6）：1337-1343.

QIN Hao，TANG Guanqiong，LIN Yuzhen，et al.Influence of fuel stage ratio on pressure oscillation frequency in a LESS combustor［J］. Journal of Aerospace Power，2015，30（6）：1337-1343.（in Chinese）.

［16］Ibrahim Z M，Williams F A，Buckley S G，et al.An acoustic energy approach to modeling combustion oscillations［R］.ASME 2006-GT-90096.

［17］Jisu Yoon，Min-Ki Kim，Jeongjae Hwang，et al.Effect of fuel-air mixture velocity on combustion instability of a model gas turbine combustor［J］.Amplied Thermal Engineering，2013，54：92-101.

［18］秦皓，丁志磊，李海濤，等.LESS燃燒室非定常旋流流動(dòng)［J］.航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2015，30（7）：1566-1575.

QIN Hao，DING Zhilei，LI Haitao，et al.Unsteady swirling flow in low emission stirred swirls combustor［J］.Journal of Aerospace Power，2015，30（7）：1566-1575.（in Chinese）.

［19］Becker J，Hassa C.Liquid fuel placement and mixing of generic aeroengine premix module at different operating conditions［J］.Journal of Engineering for Gas Turbines and Power，2003，125（4）：901-908.

［20］黃勇，林宇震，樊未軍，等.燃燒與燃燒室［M］.北京：北京航空航天大學(xué)出版社，2009：256.

HUANG Yong，LIN Yuzhen，F(xiàn)AN Weijun，et al.Combustion and combustor［M］.Beijing：Beihang University Press，2009：256（in Chinese）.

［21］Wu P K，Kirkendall K A，F(xiàn)uller R P，et al.Breakup processes of liquid jets in subsonic crossflows［J］.Journal of Propulsion and Power，1997，13（1）：64-73.

（編輯：張寶玲）

Pressure Oscillation Characteristics of Low Emissions Combustor in Typical Conditions

LI Wen－zhao，LIN Yu－zhen，Qin Hao
（School of Energy and Power Engineering，Beihang University，Beijing 100191，China）

In order to study the pressure oscillation characteristics under typical conditions，an experimental study of self-oscillation of a low emissions combustor was conducted.Influence of the droplet size on pressure oscillation characteristics in a low emissions combustor adopts LPP technology was tested.The amplitudes of the pressure oscillation were measured under the operating margins within P=1.10～2.77 MPa，T=656～845 K，and pressure drop of 3.41%～4.35%which were the typical condition.The results show that partially equivalence ratio fluctuation is one of the reason caused the pressure oscillation.The maximum droplet size of the fuel has been calculated by secondary atomization.The changes of fuel droplet size have direct effects on partially equivalence ratio fluctuations of primary outlet，which lead to the changes of pressure oscillation amplitude and frequency.

pressure oscillations；droplet size；partially equivalence ratio fluctuations；low emissions combustor；LPP；internallystaged；aeroengine

V 235.14

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2016.02.012

2015-09-18

李文朝（1986），男，在讀碩士研究生，研究方向?yàn)槿紵环€(wěn)定性；E-mail：kuraukurau@163.com。

引用格式：李文朝，林宇震，秦皓.典型工況下低排放燃燒室的壓力振蕩特性［J］.航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2016，42（2）：61-66.LI Wenzhao，LINYuzhen，Qin Hao. Pressureoscillationcharacteristicsofalowemissionscombustorintypicalconditions［J］.Aeroengine，2016，42（2）：61-66.