分層比對分開分層旋流預混火焰結構的影響

劉澤宇，張弛，韓嘯，林宇震,

1. 北京航空航天大學 中法工程師學院，北京 100083 2. 北京航空航天大學 能源與動力工程學院 航空發(fā)動機氣動熱力國家重點實驗室, 北京 100083 3. 北京航空航天大學 能源與動力工程學院 先進航空發(fā)動機協(xié)同創(chuàng)新中心，北京 100083

中心分級貧油預混燃燒是航空低排放燃燒技術的主要方式，可以滿足未來民航發(fā)動機越來越嚴格的低排放要求。然而，貧油預混燃燒不穩(wěn)定性問題突出。在中心分級的貧油預混燃燒中，壓力脈動和釋熱率脈動之間相互耦合，會促進壓力脈動幅值的增加，從而引起高強度的燃燒不穩(wěn)定[1]，這對先進燃氣渦輪發(fā)動機的發(fā)展是個極大挑戰(zhàn)[2-3]。

中心分級貧油預混燃燒，從火焰的角度來看，是同心的兩類不同性質燃料空氣混合物產(chǎn)生的在同一個受限空間內的兩層火焰，稱之為同心分層火焰，簡稱分層火焰。具有工程應用價值的頭部，利用級間段的設計將火焰分隔開，改變了流場特性，產(chǎn)生臺階回流區(qū)(Lip Recirculation Zone, LRZ)，稱之為分開的分層火焰。實際工程頭部，采用液體燃料燃燒，因此從火焰分類的角度，中心分級貧油預混預蒸發(fā)燃燒的火焰可稱為分開分層旋流液霧火焰(Separated Stratified Swirl Spray Flame, 4S Flame)。典型的如GE發(fā)展的TAPS (Twin Annular Premixing Swirled burner)[4-7]，北京航空航天大學發(fā)展的TeLESS (Technology of Low Emissions with Stirred Swirls)[8-16]。

對于火焰結構的復雜性，主要看上述4個S的組合。最簡單的是單層氣體燃料預混旋流火焰，即一個S(Swirl Flame)，單層預混旋流火焰同樣展示了復雜的火焰動力學特征。例如，美國賓州州立大學Huang和Yang[17]，通過改變燃燒室入口溫度和當量比，研究貧油預混單層旋流火焰從穩(wěn)定到不穩(wěn)定的變化過程，實驗發(fā)現(xiàn)燃燒室入口溫度上升會導致自激振蕩突然增強。該研究雖然針對單層旋流火焰，但其中分析的火焰在角渦回流區(qū)的運動特征，有助于加深對分層旋流火焰中主燃級火焰靠近角渦區(qū)運動的理解。

更進一步，Hochgreb團隊針對同心分層的預混旋流燃燒開展了一系列研究[18-23]。同心分層氣體燃料旋流火焰，兩股旋流中間的物理分隔是一個厚度僅為0.9 mm的圓環(huán)，基本可以認為這兩層旋流在燃燒器出口就會發(fā)生相互作用，另外在中心設置了一個圓柱體，這個結構所產(chǎn)生的火焰可稱之為2S火焰(Stratified Swirl Flame)，重點討論的是分層的影響。Hochgreb團隊的Kim和Hochgreb[18]在分層貧油預混火焰對聲擾動的非線性釋熱響應的研究中觀察到：總當量比φg=0.6時，分層比的改變會影響火焰對上游擾動的敏感性和火焰結構，從而改變火焰受上游擾動的影響，在特定條件下揭示了燃燒不穩(wěn)定性機制。同屬Hochgreb團隊的Chong等[23]基于分層旋流預混燃燒室，通過改變主、預燃級當量比，實驗研究了混合物分層對預混火焰結構以及排放的影響。實驗發(fā)現(xiàn)：固定總當量比和分層比，主預燃級流量對火焰結構、火焰釋熱率以及排放有顯著影響，預燃級流量增大導致主反應區(qū)增大，從而增大火焰強度，火焰釋熱也得到增強。但該研究著重于排放測量，雖然拍攝了火焰結構，但沒有深入分析。

針對分開分層旋流液霧火焰，即4S Flame，主要是密歇根大學Driscoll團隊和北京航空航天大學林宇震團隊開展了相關研究。Driscoll團隊的工作主要是圍繞著TAPS燃燒室的冷熱態(tài)流場、燃燒場以及低頻振蕩特性展開研究[4, 7, 24]。北航林宇震團隊對4S Flame所做的主要工作是在高溫高壓條件下的燃燒不穩(wěn)定性研究[8-15]。

密歇根大學Driscoll團隊的Dhanuka等[4]以航空煤油為燃料，利用TAPS燃燒室以主燃級預混、預燃級擴散燃燒的模式進行了實驗，發(fā)現(xiàn)主預燃級油流量比值超過一個臨界值，就會發(fā)生不穩(wěn)定；用PIV (Particle Image Velocimetry) 測速度場，發(fā)現(xiàn)出現(xiàn)兩個回流區(qū)：臺階回流區(qū)和中心回流區(qū)(Principal Recirculation Zone,PRZ)，前者有助于主燃級穩(wěn)火；主預燃級火焰之間剪切層的軸向速度梯度越小，火焰越容易受到渦脫落影響而變得不穩(wěn)定；角渦區(qū)的周期性回火驅動了低頻的燃燒不穩(wěn)定。這與文獻[17]中的結論相似。另外，Temme等[24]在另外一項研究中發(fā)現(xiàn)，火焰根部周期性的抬舉和回火與燃燒不穩(wěn)定的出現(xiàn)密切相關。

北京航空航天大學林宇震團隊的湯冠瓊等[10]針對液體燃料的分開分層旋流燃燒室進行了當量比對火焰燃燒不穩(wěn)定性影響的研究，其中發(fā)現(xiàn)：總當量比在一定范圍內，壓力脈動隨當量比的增大而增大。秦皓等[11]在高溫高壓下實驗研究了燃油分級比對分開分層旋流燃燒室壓力振蕩頻率的影響，發(fā)現(xiàn)燃油分級比引起火焰區(qū)域的起始位置、軸向長度和平均溫度的變化是導致壓力振蕩頻率變化的主要原因。秦皓等[15]在另外一項研究中發(fā)現(xiàn)，當外激與燃燒室內流動固有特征耦合時，會導致周期性流動的預燃級流場流速振蕩幅值急劇增大。韓嘯等[16]針對分開分層旋流燃燒室，研究了燃燒室上游擴壓器對熱聲耦合引起的自激振蕩的影響，發(fā)現(xiàn)擴壓器可以改變系統(tǒng)的共振頻率，從而避免火焰與燃燒室聲學固有特征的耦合，有助于穩(wěn)定燃燒系統(tǒng)。

總之，對于工程實用的4S Flame，主要特征是分開的旋流以及液霧燃燒，由于其燃燒現(xiàn)象十分復雜，目前的研究還限于宏觀，對分開分層火焰的結構認識尚不到位。因此，為了充分地認識分開的影響，以及液霧的影響，本文考慮了一個居中的研究，即先考慮分開的影響，這個居中的研究是3S Flame(Separated Stratified Swirl Flame)，下一步再考慮液霧的影響。

綜合BASIS燃燒器 (Beihang Axial Swirler Independently-Stratified burner)的設計特征、CFD結果以及Driscoll團隊的研究成果，3S Flame基本的物理圖畫是：主、預燃級之間存在一個臺階，會產(chǎn)生臺階回流區(qū)，能夠將兩層火焰明顯分隔開。分隔開的兩層火焰，由于流速不同會形成剪切層(Shear Layer)；燃燒器頭部出口的位置，由于流通面積的突然擴張，主燃級氣流會在角落形成角渦回流區(qū)(Corner Recirculation Zone,CRZ)；在主、預燃級之間的臺階處會形成臺階回流區(qū)，在預燃級下游會形成主回流區(qū)[25]，如圖1所示，在A～D點出現(xiàn)4個穩(wěn)火點。之前的一些研究發(fā)現(xiàn)剪切層和回流區(qū)對穩(wěn)火起到重要作用[18, 22]。

盡管是3S Flame，隔離段所產(chǎn)生的旋渦對兩層火焰的影響預期也會很復雜，因此作為3S Flame的第一步研究，先在常溫常壓條件下進行，主燃級和預燃級使用純預混的甲烷/空氣，固定總當量比，改變分層比，觀察火焰時均結構，測試燃燒壓力脈動和釋熱脈動特性，對3S Flame建立初步的認識。

1 實驗系統(tǒng)及方法

本文在常溫常壓下，以甲烷為燃料，開展對分開分層旋流預混火焰的實驗研究。實驗中通過控制空氣、燃料的流量來改變分層比，并且利用動態(tài)壓力傳感器、相機、光電倍增管等設備獲取火焰信息，從而研究火焰宏觀結構與壓力脈動特性。

1.1 實驗裝置

研究采用實驗室級別的單頭部分層旋流燃燒器 (BASIS burner)。實驗系統(tǒng)主要包括燃燒室、空氣路、甲烷路和動態(tài)采集系統(tǒng)。實驗系統(tǒng)整體示意圖如圖2所示。

(1)

燃燒室主要由外環(huán)主燃級和內環(huán)預燃級兩個同心環(huán)腔、中心體以及石英玻璃筒組成。

內環(huán)預燃級環(huán)腔使用8葉片、環(huán)向角度為40°、軸向長度為11 mm的旋流器，外環(huán)主燃級環(huán)腔使用20個葉片、環(huán)向角度為30°、軸向長度為14 mm的旋流器，兩個旋流器旋向相同，從下游向上游方向看為順時針，旋流器下游端面與燃燒室入口平面相距30 mm。預燃級環(huán)腔外徑為24 mm，內徑為14 mm。主燃級環(huán)腔外徑為61 mm，內徑為44 mm，如圖3所示。石英玻璃筒內徑為Dc=140 mm，本實驗中使用Lc=800 mm長玻璃筒作為火焰限制和觀察區(qū)域。

動態(tài)采集系統(tǒng)包括動態(tài)壓力傳感器(PCB-112A22，分辨率為0.007 kPa)、光電倍增管(PMT,濱松H9306-1, 量程為185～750 nm)、Nikon D300相機。在燃燒室入口平面下游50 mm處的石英管側壁安裝一個動態(tài)壓力傳感器，用來測量燃燒室內的壓力脈動；配備CH*濾鏡的光電倍增管，通過測量火焰整體CH*發(fā)光信號獲得火焰釋熱率[26-28]。以上兩種測量儀器的輸出信號由NI9215采集模塊(精度為0.02%)進行采集并存入電腦。使用配備波長范圍為(430±5) nm的CH*濾鏡的Nikon D300對火焰CH*化學發(fā)光信號進行拍攝，獲得三維旋流火焰在攝像機方向上的積分投影。每幅圖像曝光時間足夠長，本文中取為1 s，按照測量得到的火焰動態(tài)頻率，每幅火焰圖像相當于200個周期的火焰振蕩圖像的平均，以該圖像作為火焰宏觀結構，圖像分辨率為1 201×901。動態(tài)采集系統(tǒng)使用NI9402模塊作為觸發(fā)器，以保證動態(tài)壓力傳感器、PMT和Nikon相機的同步采集。

1.2 實驗工況

分層比(Stratification Ratio, SR)定義為：預燃級當量比φi和主燃級當量比φo的比值，即:

SR=φi/φo

實驗中空氣總流量為28 g/s，其中主燃級為24.9 g/s，預燃級為3.1 g/s。總當量比為0.6，分層比以0.25為間隔從3.00取到0，其中分層比為1.00的工況為基準工況，該工況下主燃級和預燃級當量比相同，在燃燒室入口處當量比梯度為零。實驗中，燃燒室入口條件為室溫310 K、常壓，燃燒室出口與大氣連通，也是室溫310 K、常壓。為了確定風機等外界條件產(chǎn)生的背景噪聲，實驗首先利用主燃級旋流器上游36 mm位置處的PCB動態(tài)壓力傳感器在冷態(tài)條件下測量了空氣壓力脈動p′，用平均壓力pmean即大氣壓101 325 Pa歸一化后，其脈動幅值最大為0.001，相對于實驗振蕩壓力可以忽略不計，測量結果如圖4所示(圖中橫坐標f為頻率)。因此可以忽略風機等外界條件造成的背景噪聲。

表1 分開分層旋流預混火焰實驗工況(φg=0.6)Table 1 Experimental conditions for separated stratified premixed swirl flames (φg=0.6)

2 實驗結果與分析

2.1 壓力脈動和釋熱脈動

在總當量比為0.6，分層比0～3.00范圍內，隨著分層比變化，自激幅值產(chǎn)生了強烈的非線性?；鹧孀约ふ袷帍姸仁茴A燃級當量比φi的明顯影響，如圖5所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，分層比在2.00～3.00范圍內，φi超過1，屬于富燃，隨著分層比降低，φi減小，自激振蕩強度呈鋸齒狀下降；另外可以發(fā)現(xiàn)，分層比為2.00時，φi=1.08，近乎化學當量條件，火焰振蕩最弱為0.017 kPa。分層比為1.75，φi=0.97，剛好低于1，火焰自激振蕩壓力脈動增大至0.14 kPa。分層比在1.00～1.50范圍內，主預燃級當量比都在可燃范圍內，隨著分層比降低，壓力脈動從0.018 kPa到0.079 kPa呈線性增大。分層比為0.75，φi處在甲烷可燃極限的臨界點，自激振蕩強度陡然增大到0.276 kPa。分層比為0～0.50時，φi超過可燃極限，自激振蕩出現(xiàn)兩個振蕩頻率，并且新出現(xiàn)的二階振蕩頻率的振蕩幅值更大。

燃燒出現(xiàn)周期性自激振蕩的壓力脈動隨時間t的變化如圖6所示，其中入口條件為：溫度T=310 K, 壓力p=101 325 Pa, 總當量比為0.6, 分層比為1.75。經(jīng)過對自激振蕩數(shù)據(jù)的傅里葉變換處理，得到一系列工況對應的自激振蕩頻率。從中發(fā)現(xiàn)，同一當量比工況下，分層比對自激振蕩頻率影響不明顯，如圖7所示。但當分層比降低到0.5時，自激振蕩出現(xiàn)了兩個頻率，其中新出現(xiàn)的高頻對應的自激振蕩幅值更大，可以從圖5中分層比為0～0.50工況對應的壓力脈動幅值看出。

在火焰自激振蕩過程中，利用PMT測得火焰的釋熱脈動Q′。選取當量比為0.6工況下的釋熱脈動，用釋熱平均值Qmean進行歸一化處理，與該工況下燃燒室內歸一化壓力脈動p′/pmean進行比較，如圖8所示。可以發(fā)現(xiàn)，壓力脈動與釋熱脈動變化趨勢相同，驗證了燃燒不穩(wěn)定的閉環(huán)反饋機制：湍流速度脈動導致釋熱脈動，激發(fā)出壓力脈動(即聲波)，燃燒室內的壓力脈動進一步導致來流速度脈動，從而形成閉環(huán)反饋。在系統(tǒng)聲學耦合作用下，壓力脈動幅值迅速增加，達到極限環(huán)狀態(tài)，最終呈現(xiàn)出振蕩燃燒現(xiàn)象[25]。

2.2 火焰結構

在上述參數(shù)下，記錄了火焰宏觀結構。圖9是用Nikon D300配備CH*濾鏡拍攝的火焰圖像，工況為：總當量比為0.6，分層比為0～3.00。每幅圖左側標注了對應工況下預燃級當量比和主燃級當量比，當量比超出甲烷可燃極限φ∈(0.501 8， 1.325)的工況用虛線框標注。從圖中可以明顯看出火焰釋熱中心位置的變化：分層比為3.00時，主預燃級當量比都超過可燃極限，主燃級火焰脫體，預燃級富燃，因此火焰釋熱中心集中于預燃級噴嘴下游，如圖9(a)所示。分層比在2.75～1.75范圍內時，隨著分層比降低，火焰釋熱中心從預燃級噴嘴下游逐漸向上游移動，在此過程中預燃級富燃，并且主預燃級當量比都在可燃極限范圍內，如圖9(b)～圖9(f)所示。分層比在1.50～1.00范圍內，燃料主要集中在主燃級下游，因此火焰釋熱中心也從預燃級下游逐步轉移到主燃級下游，如圖9(g)～圖9(i)所示。隨著分層比繼續(xù)降低至0.50，預燃級的當量比小于0.5，低于甲烷可燃邊界，預燃級的火焰消失，主燃級的火焰呈現(xiàn)突變式的脫體狀態(tài)，釋熱中心沿著火焰張角向下游靠近石英管壁面移動，并且釋熱面積在石英管壁面附近逐漸擴大，如圖9(j)～圖9(m)所示。

隨著分層比的減小，燃燒室內的穩(wěn)火點也會發(fā)生變化，并且出現(xiàn)角渦區(qū)回火。本文中穩(wěn)火點是指在燃燒室頭部出口的區(qū)域能夠防止火焰被吹熄的火焰附著點。

火焰脫體現(xiàn)象持續(xù)至分層比降到0的工況，火焰脫體前后的壓力脈動情況通過圖10中傅里葉變換可以明顯看到。分層比為3.00～1.00工況范圍內，火焰自激振蕩只有一個振蕩頻率，在206 Hz附近，如圖10(a)～圖10(i)所示；但當分層比降至0.75時，預燃級當量比處于可燃邊界[29]，角渦區(qū)發(fā)生明顯回火，此時火焰自激振蕩出現(xiàn)290 Hz左右的二階振蕩頻率，并且一階振蕩頻率在190 Hz左右，如圖10(j)所示。隨著分層比繼續(xù)降低，在0.50～0范圍內，火焰脫體，同時新出現(xiàn)的二階自激振蕩頻率，其振蕩幅值更大，如圖10(k)～圖10(m)所示。

圖11是對應的經(jīng)過處理得到的圖像，其中每幅圖左側為火焰CH*化學發(fā)光信號灰度圖，右側為對應工況下經(jīng)Abel逆變換處理的火焰中心截面結構。由于CH*化學發(fā)光強度可用于表示火焰釋熱率[26]，因此，在經(jīng)過Abel逆變換處理過的圖像中，認為明亮區(qū)域為釋熱中心區(qū)域。在總當量比為0.6，分層比為3.00的工況下，如圖11(a)所示，火焰釋熱中心在噴嘴出口下游，只存在一個穩(wěn)火點，位于中心體下游。分層比從2.75降到1.25，火焰釋熱中心位置逐漸靠近噴嘴出口，并且穩(wěn)火點增加到4個，如圖11(b)～圖11(h)所示。其中，圖11(c)～圖11(d)臺階回流區(qū)著火。SR從2.00變化至1.25時，如圖11(e)～圖11(h)所示，火焰釋熱中心靠近燃燒室入口，存在明顯的臺階回流區(qū)將主預燃級火焰分隔開，并且火焰有4個附著點：主燃級火焰附著在主燃級通道出口外沿和內沿，這是因為臺階回流區(qū)有減緩主燃級流體速度的作用，從而穩(wěn)定主燃級火焰；預燃級火焰分別附著在預燃級出口外沿和中心體下游，其中心附著位置超出拍攝區(qū)域，推測可能在中心回流區(qū)渦破碎點附近，這是由于在此處熱產(chǎn)物與未燃來流混合[17]。SR=1.00的工況下，中心反應區(qū)釋熱減少，下游靠近石英管壁面位置釋熱增加，并且主燃級火焰在通道出口內沿的附著點消失，如圖11(i)所示。SR=0.75工況，火焰自激振蕩突然增強，并且靠近火焰筒壁面的火焰向上游角渦區(qū)移動，同時臺階回流區(qū)著火，如圖10(j)和圖11(j)所示。分層比為0.50～0工況范圍內，釋熱中心進一步向下游移動，下游釋熱區(qū)面積擴大，如圖11(k)～圖11(m)所示；火焰附著點位置變得模糊，呈現(xiàn)出脫火的狀態(tài)：一方面是因為超過甲烷燃燒極限，在預燃級噴嘴出口，甲烷未燃燒，而主燃級當量比較低無法單獨穩(wěn)火；另一方面，當量比會影響火焰?zhèn)鞑ニ俣?，甲烷空氣預混火焰?zhèn)鞑ニ俣仍诋斄勘燃s為1.08附近達到最大值，在這種情況的兩邊，火焰?zhèn)鞑ニ俣榷紩陆?，因此，當量比大于或小?.08，火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p小，火焰附著點會呈現(xiàn)出向下游移動的特點，最終脫體[30]。

釋熱中心的變化體現(xiàn)為：在預燃級當量比較大工況下，隨著分層比減小，火焰釋熱中心由中心體下游向上游移動。這是因為，預燃級當量比過大，超出可燃極限，燃料不能充分燃燒，在遠下游與主燃級較低當量比的混合氣混合后，燃料濃度得到稀釋，燃燒更充分；隨著分層比繼續(xù)減小，即預燃級當量比減小，燃料在預燃級近下游便可以充分燃燒。隨后當分層比進一步減小到一定范圍，預燃級當量比變小，主燃級當量比變大，燃料主要集中在主燃級通道下游，火焰釋熱中心由預燃級轉移到主燃級，沿著火焰張角向下游靠近石英管壁面移動，并且釋熱面積在石英管壁面附近逐漸擴大。另外，從圖11中能夠發(fā)現(xiàn)，隨著分層比逐漸減小，主燃級當量比增大，靠近石英管壁面發(fā)生回火，引起角渦區(qū)被點燃。這一現(xiàn)象可以解釋為，當主燃級當量比增加時，主燃級火焰溫度升高，由于熱膨脹作用，火焰面向上游運動速度增大，因此火焰頭部進入角渦回流區(qū)[17]。

上述火焰鋒面和穩(wěn)火點隨分層比減小的變化過程，可以用示意圖表示，如圖12所示。SR=3.00,火焰呈Y型，主預燃級火焰分離，并且主燃級火焰沒有附著點；SR=2.75，火焰呈V型，主預燃級火焰距離變小，且主燃級火焰附著在臺階外沿；2.25≤SR≤2.50，火焰呈對稱D型，主預燃級火焰相連；1.25≤SR≤2.00，火焰呈多褶型，由于臺階回流區(qū)和剪切層的作用，火焰根部比較復雜；0.75≤SR≤1.00，火焰呈窄W型，主燃級火焰附著在主燃級噴嘴出口外沿；0≤SR≤0.50，火焰脫體，呈寬W型。

對于工程應用，結合以上6種不同的火焰類型以及對應的燃燒狀態(tài)，應該考慮采用多褶型和窄W型火焰結構。首先，這兩種結構的分層比在1.00≤SR≤1.50范圍內，自激振蕩強度較低 (0.019～0.077 kPa)，對燃燒室結構損害相對較小；其次，這兩種結構的火焰中，主預燃級火焰在根部都有附著點，不易發(fā)生脫火或局部吹熄，燃燒相對穩(wěn)定。然而，有一點值得注意，分層比低于1.0的工況下，角渦區(qū)容易發(fā)生回火造成強烈的自激振蕩。對于此問題，可以考慮在角渦區(qū)吹入冷氣抑制回火現(xiàn)象的發(fā)生，或者改變燃燒室結構，去除角渦區(qū)。

英國劍橋大學Hochgreb教授團隊對不分開分層旋流預混火焰開展了系列研究工作，可將其結果與分開分層旋流預混火焰的結果進行比較。文獻[3]中，實驗結果是在當量比為0.6、0.7、0.8，分層比為2.0、1.0、0.5，燃料為甲烷的常溫常壓條件下得到的。該實驗通過采集火焰OH*化學發(fā)光信號得到了無外激條件下的火焰結構。從結果上可以發(fā)現(xiàn)，隨著分層比的減小，火焰釋熱中心位置由預燃級噴嘴下游移動到主燃級噴嘴下游，與本文結果相似；另外，隨著分層比降低，火焰出現(xiàn)脫體現(xiàn)象，也與本文結果類似。然而，本文研究與Hochgreb教授的研究最大的區(qū)別在于，本文中主預燃級火焰被臺階回流區(qū)分隔開，流動特征更為復雜。由于火焰根部附近臺階回流區(qū)的存在，最多存在4個穩(wěn)火點；由于火焰被分隔開，雙層火焰之間存在明顯的剪切層。對于這種火焰燃燒不穩(wěn)定性的研究，將有助于加深對分開分層旋流預混火焰特性的理解。因此，將來的研究也將主要圍繞臺階回流區(qū)和剪切層與雙層火焰的關系展開。

3 結 論

本文針對分開分層旋流燃燒室，在常溫常壓條件下通過實驗獲取了在不同分層比條件下的預混火焰宏觀結構，并測量了燃燒室中壓力脈動和釋熱脈動，對3S Flame建立了初步的認識。研究發(fā)現(xiàn)，分開分層旋流預混火焰結構受分層比的影響而發(fā)生變化，主要得到以下結論：

1) 火焰穩(wěn)火點受分層比影響較大。在較高分層比下，火焰存在4個穩(wěn)火點，由于回流區(qū)具有穩(wěn)火作用，火焰都附著在回流區(qū)附近。但隨著分層比的減小，穩(wěn)火點逐漸消失，直至火焰脫體。

2) 隨著分層比的減小，火焰的主釋熱區(qū)由預燃級下游逐漸向主燃級下游靠近石英管壁面的位置移動，這主要是由于燃料空間分布發(fā)生變化。

3) 在總當量比為0.6的工況下，隨著分層比逐漸減小，火焰自激振蕩頻率發(fā)生了變化，并且在分層比為0.50、0.25和0的工況下，火焰發(fā)生突變式脫體狀態(tài)，火焰自激振蕩出現(xiàn)兩個頻率，且二階頻率對應的自激振蕩占主導地位。這可能與火焰脫體后溫度分布不均勻有關，也可能與火焰動力學有關，需要進一步研究。

通過對3S火焰宏觀結構的研究，發(fā)現(xiàn)了自激振蕩隨分層比的變化特性，但仍然需要通過進一步的研究來深入理解這種3S火焰燃燒不穩(wěn)定產(chǎn)生和發(fā)展的機制，尤其需要對火焰脫體、二階自激振蕩頻率的出現(xiàn)進行研究，可以采用必要的數(shù)值仿真方法。

參 考 文 獻

[1] KIM K T. Combustion instability feedback mechanisms in a lean-premixed swirl-stabilized combustor[J]. Combustion and Flame, 2016, 171: 137-151.

[2] KIM D, PARK S W. Forced and self-excited oscillations in a natural gas fired lean premixed combustor[J]. Fuel Processing Technology, 2010, 91(11): 1670-1677.

[3] HAN Z Y, HOCHGREB S. The response of stratified swirling flames to acoustic forcing: Experiments and comparison to model[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2015, 35(3): 3309-3315.

[4] DHANUKA S K, TEMME J E, DRISCOLL J F, et al. Vortex-shedding and mixing layer effects on periodic flashback in a lean premixed prevaporized gas turbine combustor[J]. Proceedings of the Combustion Institute, 2009, 32(2): 2901-2908.

[5] STOUFFER S, BALLAL D, ZELINA J, et al. Development and combustion performance of high pressure WSR and TAPS combustor: AIAA-2005-1416[R]. Reston, VA: AIAA, 2005.

[6] MONGIA H. TAPS: A fourth generation propulsion combustor technology for low emissions: AIAA-2003-2657[R]. Reston, VA: AIAA, 2003.

[7] DHANUKA S K, TEMME J E, DRISCOLL J F. Unsteady aspects of lean premixed prevaporized gas turbine combustors: Flame-flame interactions[J]. Journal of Propulsion and Power, 2011, 27(3): 631-641.

[8] ZHANG C, ZOU P F, WANG B S, et al. Comparison of flame dynamics at stable and near-LBO conditions for swirl-stabilized kerosene spray combustion: GT2015-42596[R]. New York: ASME, 2015.

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

QIN H, DING Z L, LI H T, et al. Unsteady swirling flow in low emissions stirred swirls combustor[J]. Journal of Aerospace Power, 2015, 30(7): 1566-1575 (in Chinese).

[10] 湯冠瓊, 秦皓, 林宇震, 等. 當量比對分層旋流火焰燃燒不穩(wěn)定性的影響[J]. 推進技術, 2015, 36(9): 1355-1360.

TANG G Q, QIN H , LIN Y Z, et al. Effects of equivalence ratio on combustion instability characteristics of staged swirl flame[J]. Journal of Propulsion Technology, 2015, 36(9): 1355-1360 (in Chinese).

[11] 秦皓, 湯冠瓊, 林宇震, 等. 燃油分級比對LESS燃燒室壓力振蕩頻率的影響[J]. 航空動力學報, 2015, 30(6): 1337-1343.

QIN H, TANG G Q, LIN Y Z, et al. Influence of fuel stage ratio on pressure oscillation frequency of LESS combustor[J]. Journal of Aerospace Power, 2015, 30(6): 1337-1343 (in Chinese).

[12] FU Z B, LIN Y Z, LI L, et al., Experimental and numerical studies of a lean-burn internally-staged combustor[J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2014, 27(3): 488-496.

[13] QIN H, LIN Y Z, LI J B. Precessing motion in stratified radial swirl flow[J]. Chinese Journal of Aeronautics, 2016, 29(2): 386-394.

[14] 秦皓, 付鎮(zhèn)柏, 林宇震, 等. 基于燃燒室壓力振蕩的火焰筒結構優(yōu)化[J]. 航空動力學報, 2015, 30(5): 1076-1083.

QIN H, FU Z B, LIN Y Z, et al. Investigation on liner structure optimization based on pressure oscillation in combustors[J]. Journal of Aerospace Power, 2015, 30(5): 1076-1083 (in Chinese).

[15] 秦皓, 丁志磊, 林宇震, 等. 同心分級旋流結構的動態(tài)響應特征[J]. 航空動力學報, 2015, 30(4): 793-799.

QIN H, DING Z L, LIN Y Z, et al. Dynamic response characteristic of concentric stage swirling structure[J]. Journal of Aerospace Power, 2015, 30(4): 793-799 (in Chinese).

[16] HAN X, HUI X, QIN H, et al. Effect of the diffuser on the inlet acoustic boundary in combustion-acoustic coupled oscillation: GT2016-57046[R]. New York: ASME, 2016.

[17] HUANG Y, YANG V. Bifurcation of flame structure in a lean-premixed swirl-stabilized combustor： Transition from stable to unstable flame[J]. Combustion and Flame, 2004, 136(3): 383-389.

[18] KIM K T, HOCHGREB S. The nonlinear heat release response of stratified lean-premixed flames to acoustic velocity oscillations[J]. Combustion and Flame, 2011, 158(12): 2482-2499.

[19] HOCHGREB S, DENNIS D, AYRANCI I, et al. Forced and self-excited instabilities from lean premixed, liquid-fuelled aeroengine injectors at high pressures and temperatures: GT2013-95311[R]. New York: ASME, 2013.

[20] SWEENEY M S, HOCHGREB S, DUNN M J, et al. The structure of turbulent stratified and premixed methane/air flames I: Non-swirling flows[J]. Combustion and Flame, 2012, 159(9): 2896-2911.

[21] SWEENEY M S, HOCHGREB S, DUNN M J, et al. The structure of turbulent stratified and premixed methane/air flames II: Swirling flows[J]. Combustion and Flame, 2012, 159(9): 2912-2929.

[22] ZHOU R G, HOCHGREB S. The behaviour of laminar stratified methane/air flames in counterflow[J]. Combustion and Flame, 2013, 160(6): 1070-1082.

[23] CHONG C T, LAM S S, HOCHGREB S. Effect of mixture flow stratification on premixed flame structure and emissions under counter-rotating swirl burner configuration[J]. Applied Thermal Engineering, 2016, 105: 905-912.

[24] TEMME J E, ALLISON P M, DRISCOLL J F. Combustion instability of a lean premixed prevaporized gas turbine combustor studied using phase-averaged PIV[J]. Combustion and Flame, 2014, 161(4): 958-970.

[25] LIEUWEN T C, YANG V. Combustion instabilities in gas turbine engines: Operational experience, fundamental mechanisms and modeling: AIAA-2005-0210[R]. Reston, VA: AIAA, 2005.

[26] HARDALUPAS Y, ORAIN M. Local measurements of the time-dependent heat release rate and equivalence ratio using chemiluminescent emission from a flame[J]. Combustion and Flame, 2004，139(3): 188-207.

[28] AYOOLA B O, BALACHANDRAN R, FRANK J H, et al. Spatially resolved heat release rate measurements in turbulent premixed flames[J]. Combustion and Flame, 2006, 144(1-2): 1-16.

[29] BARNETT H C, HIBBARD R R. Basic considerations in the combustion of hydrocarbon fuels with air: 1957-1300[R]. Washington, D.C.: NACA, 1957.

[30] ANDREWA G E, BRADLEY D. The burning velocity of methane-air mixtures[J]. Combustion and Flame, 1972, 19(2): 275-288.