環(huán)形燃燒室周向點火機理基礎研究進展

王高峰, 夏一帆, 葉沉然, 胡科琪, 令狐昌鴻

(浙江大學 航空航天學院, 杭州 310000)

0 引 言

先進航空發(fā)動機大多采用環(huán)形燃燒室結構，如何保證其在高原、高空、低溫等極端條件下的正常起動與再點火能力一直是航空發(fā)動機領域研究關注的重點。近年來，隨著航空發(fā)動機污染物排放標準的不斷提高，貧油預混預蒸發(fā)(LPP)等技術開始應用于航空發(fā)動機中，而此類燃燒室點火過程更為復雜。環(huán)形燃燒室中點火和火焰?zhèn)鞑ド婕皬碗s的物理過程，深入理解環(huán)形燃燒室點火過程，對航空發(fā)動機的設計具有重要意義。

直接對全尺度工業(yè)級燃燒室進行點火實驗研究面臨著測量困難和費用高昂等問題，發(fā)展實驗室尺度的燃燒室模型，在盡可能保留真實燃燒系統(tǒng)流場特性的同時方便光學診斷，成為了研究環(huán)形燃燒室點火機理的有效途徑。實驗室模型從單頭部燃燒室[1-8]、多頭部直線排列燃燒室模型[9-12]、多頭部旋流噴嘴組成的扇區(qū)燃燒室，逐漸發(fā)展為現(xiàn)在十分關注的環(huán)形燃燒室。單頭部燃燒室實驗裝置相對簡單，光學測量便利，實驗參數(shù)也較易實現(xiàn)，但是缺失了多個頭部火焰干涉狀態(tài)下的火焰?zhèn)鞑ヌ卣?。直線排列的多頭部燃燒室模型可以用于研究火焰干涉和頭部間聯(lián)焰機理，但不能反應環(huán)形燃燒室真實幾何曲率作用下的火焰?zhèn)鞑ヌ匦?。多頭部扇形燃燒室可以在一定程度上反應燃燒室的曲率特征，但是受限于兩側壁面效應，無法準確反映環(huán)形燃燒室的整個流場特征和周向火焰?zhèn)鞑サ暮涎孢^程。目前，國內外已經發(fā)展了一些較為成熟的環(huán)形燃燒室模型，包括法國EM2C實驗室的MICCA模型[13-17]，劍橋大學預混及非預混式環(huán)形燃燒室模型[18-20]，德國慕尼黑工業(yè)大學以真實燃氣輪機等比例縮小簡化而成的燃燒室模型[21-23]，以及浙江大學TurboCombo環(huán)形燃燒室與渦輪耦合模型[24-28]等。

環(huán)形燃燒室點火和火焰?zhèn)鞑ヌ匦允艿皆S多因素的影響，不同點火模式、預混和非預混條件下點火特性、點火可靠性、燃燒穩(wěn)定性及噴霧燃燒等問題的研究已經取得一定進展。例如先通氣后點火(FFSL, Fuel First, Spark Later)模式下，周向點火過程包含拱形火焰面的傳播[13]，而先點火后通氣(SFFL, Spark First, Fuel Later)模式下，噴嘴間火焰?zhèn)鞑コ尸F(xiàn)“鋸齒形”模式[19-20]；對于不同燃料的噴霧燃燒，由于霧化特性不同，周向點火時間存在一定差異[17]。為了系統(tǒng)地研究環(huán)形燃燒室點火過程，實驗中通常會考慮當量比、點火模式、熱功率、流速、噴嘴間距等因素。

此外，隨著大規(guī)模并行計算能力的提升，利用數(shù)值方法對點火過程進行模擬成為預測點火過程的一種重要方法[25, 29-34]。Boileau等[35]采用大渦模擬(LES)方法模擬了真實渦軸發(fā)動機環(huán)形燃燒室的點火過程。Philip等[14-16]同樣采用大渦模擬復現(xiàn)了MICCA燃燒室的周向點火過程，展現(xiàn)了LES描述火焰?zhèn)鞑ヌ卣鞯哪芰?。此外，Esclapez等[36]用LES研究了不同點火位置的點火概率,與實驗結果符合較好。Zhao等[25]指出自適應網格加密技術(AMR)可以降低周向點火過程的計算代價。Neophytou等[37]還嘗試發(fā)展了一種基于點火位置、流動、湍流度、混合物分數(shù)和霧化狀態(tài)的預測點火概率的模型。這些數(shù)值計算方法通過實驗結果校驗，為分析環(huán)形燃燒室周向點火機理提供了數(shù)值工具。

本文主要介紹國內外幾種典型的實驗室模型，對環(huán)形燃燒室周向點火過程、火焰?zhèn)鞑ツＪ?、點火概率及其周向點火時間影響因素等方面的研究工作進行整理綜述，并介紹相關的研究進展。

1 環(huán)形燃燒室模型

1.1 多頭部直線排列燃燒室模型

單頭部燃燒室模型是航空發(fā)動機燃燒室研究最常用的模型，其裝置相對簡單，光學測量便利，工況參數(shù)也較易實現(xiàn)，但是在點火研究中，缺失了多頭部火焰干涉狀態(tài)下的火焰?zhèn)鞑ルA段。因此，相關研究者[10-12]把多個頭部線性排列，搭建多頭部直線排列燃燒室模型進行點火實驗，成為了一種分析火焰?zhèn)鞑C理的有效替代手段，為進一步研究環(huán)形燃燒室中點火聯(lián)焰機制提供了參考。圖1所示為多頭部直線排列燃燒室模型(簡稱直排燃燒室模型)演化概念，即按照保持頭部距離的原則，把環(huán)形的燃燒室展開成直線排列，常見的有3頭部、5頭部模型等，這樣可以局部研究火焰頭部間干涉對火焰?zhèn)鞑サ挠绊憽?/p>

圖1 多頭部直線排列燃燒室模型概念Fig.1 Evolvement of the linearly arranged multiple burners

法國魯昂大學CORIA實驗室設計了一種直排多頭部燃燒室模型[10-11]，如圖2所示。為了滿足可視化觀測需求，模型高270mm，正面由石英玻璃壁面組成，并且在側面留有光路以便進行燃燒光學診斷。該模型最主要的特征是可以調節(jié)噴嘴間距，調節(jié)范圍為90～260mm，以研究不同噴嘴間距下的火焰?zhèn)鞑ツＪ郊皞鞑r間。

圖2 法國魯昂大學CORIA實驗室直線布置多頭部實驗裝置[10-11]

Fig.2Theexperimentalmulti-burnersetupwithlinearlyarrangedmultipleinjectorsinstalledinLabCORIA,UniversitedeRouen[10-11]

英國劍橋大學也發(fā)展了一種非預混模式的直排多頭部旋流燃燒室模型[12]，如圖3所示。燃燒室壁面同樣由透明石英玻璃構成，長寬高為310mm×38mm×145mm。該燃燒室模型由5個旋流噴嘴線性排列而成，噴嘴直徑為18.9mm，每個噴嘴中心安裝有直徑13mm的鈍體，堵塞比為50%。空氣和燃料分別通過旋流器和鈍體中心孔進入燃燒室。

圖3 英國劍橋大學直線布置多頭部實驗裝置[12](單位: mm)

Fig.3Theexperimentalmulti-burnersetupwithlinearlyarrangedmultipleinjectorsinstalledinUniversityofCambridge[12](unit:mm)

類似的直排多頭部燃燒室模型在基礎研究中十分常見，如佐治亞理工大學Tim Lieuwen課題組搭建的5頭部燃燒室直排模型，用以研究環(huán)向聲學激勵對火焰穩(wěn)定性的影響；還有日本宇宙航空研究開發(fā)機構(JAXA)的3頭部實驗裝置[9](見圖4)。需要強調的是，直排模型忽略了環(huán)形燃燒室曲率效應；當頭部高度與環(huán)形燃燒室外徑相比不能忽略時，由直線展開近似引起的誤差會比較大。

圖4 日本宇宙航空研究開發(fā)機構3頭部實驗裝置[9]Fig.4 Multi sector unit (3 sectors) in JAXA[9]

1.2 多頭部扇區(qū)燃燒室

與直排多頭部燃燒室模型類似，多頭部扇區(qū)燃燒室模型選取環(huán)形燃燒室的一部分，保留了曲率特征。此類模型常見于工業(yè)級燃燒室測試段，將扇區(qū)燃燒室安裝在一個高壓艙里，以開展高低壓燃燒特性試驗，如美國航空航天局的ASCR扇區(qū)實驗段(圖5(a))和日本JAXA實驗室的扇區(qū)模型測試段(圖5(b))。但是，扇區(qū)燃燒室由于周向端面邊界受限，不能完全準確反應環(huán)形燃燒室全場的流動特性，也不能研究周向火焰?zhèn)鞑サ暮涎孢^程。所以，盡管成本代價較大，在工業(yè)設計流程上往往還是采用全環(huán)燃燒室，在真實地面或者高空工況條件下進行點火試驗，以確保點火可靠性。

(a) 美國NASA ASCR實驗裝置

(b) 日本宇宙航空研究開發(fā)機構實驗裝置

1.3 環(huán)形燃燒室模型

1.3.1EM2C實驗室MICCA裝置

法國巴黎中央理工大學EM2C實驗室發(fā)展了一種多噴嘴的環(huán)形燃燒室MICCA模型，其結構具有實際航空發(fā)動機燃燒室的特征，并能滿足光學診斷需要，在不同實驗配置與工況下，針對周向點火及燃燒不穩(wěn)定性進行了豐富的實驗研究。以Bourgouin等[13]所采用的MICCA實驗設備為例(如圖6所示)，該裝置主要由燃燒室、配氣室及旋流噴嘴組成，燃燒室壁面由2根同心石英玻璃管組成，環(huán)形配氣室頂部等間距地布置16個旋流噴嘴，旋流方向俯視為順時針。丙烷與空氣經過預混單元后再由8個配氣管道進入配氣室，最后經旋流噴嘴進入燃燒室。

圖6 MICCA環(huán)形燃燒室模型示意圖[13](單位: mm)Fig.6 Schematic diagram of the experimental setup of MICCA[13] (unit: mm)

1.3.2劍橋大學環(huán)形燃燒室模型

劍橋大學環(huán)形燃燒室模型[19-20]分為預混式與非預混式2種，如圖7所示。該環(huán)形燃燒室同樣主要由燃燒室、配氣室及旋流噴嘴構成，旋流噴嘴裝配有鈍體。

1.3.3慕尼黑工業(yè)大學的環(huán)形燃燒室模型

慕尼黑工業(yè)大學Sattelmayer課題組[23]參考真實燃氣輪機的燃燒室，按比例縮小制作出如圖8所示的環(huán)形燃燒室模型。該實驗裝置主要由500kW空氣預熱器、預混燃油系統(tǒng)、環(huán)形配氣室以及與氣冷燃燒室聯(lián)接并均勻分布有12個噴嘴的燃燒平面組成。為了更好地反映真實燃氣輪機的熱聲條件，燃燒室出口由12根收縮噴管組成，配氣室與預混氣體管路之間存在近50倍的截面比，提供了高反射聲學邊界條件。

1.3.4浙江大學TurboCombo燃燒室模型

為了研究環(huán)形燃燒室與渦輪耦合作用，浙江大學搭建了TurboCombo環(huán)形燃燒室模型[26-27]，如圖9所示。該實驗模型包括環(huán)形燃燒室和一級渦輪兩部分，并且在必要時可以將渦輪部分拆卸作為獨立環(huán)形燃燒室進行實驗研究。該環(huán)形燃燒室的壁面由2根同心的透明石英玻璃管(圖中1處)組成，可以方便進行光學測量。其環(huán)形基座上等間距地布置有16個旋流噴嘴(圖中2處)?？諝夂腿剂蠚怏w在上游充分混合之后，再通過8個管道(圖中3處)送入配氣室(圖中4處)，然后通過旋流噴嘴進入環(huán)形燃燒室。渦輪葉盤上布置有26片渦輪導葉以及36片渦輪動葉。同時，渦輪葉盤與底盤的距離可以調節(jié)，以方便實驗研究。該實驗平臺上已經進行了豐富的實驗，研究了周向點火、燃燒穩(wěn)定性、渦輪導葉的影響等問題。該實驗平臺主要用于機理研究，目前最大空氣供氣流量為0.15kg/s、壓力為0.1MPa至1MPa，進氣低溫條件(預計最低可達223K)正在進一步建設中。

(a) 預混式[20]

(b) 非預混式[19]

Fig.7SchematicdiagramoftheexperimentalsetupinUniversityofCambridge

圖8 慕尼黑工業(yè)大學環(huán)形燃燒室模型[23]Fig.8 Annular combustor model in Technische Universit?t München[23]

Fig.9SchematicoftheTurboComboannularcombustormodelinZhejiangUniversity[26-27]

2 環(huán)形燃燒室周向點火過程

環(huán)形燃燒室的周向點火過程通?？梢苑譃?個階段，如圖10所示[13]。第一階段：初始火核的形成。通過火花塞放電、非平衡等離子體以及激光聚焦等方式在可燃氣體中輸入大量能量，引燃周圍的可燃混合氣體，當被點燃的氣體團直徑達到一定臨界值，便能產生可自維持的層流火核；第二階段：火核生長到單個噴嘴穩(wěn)定旋流火焰形成。初始火核不斷膨脹后轉捩成為湍流火核，逐漸發(fā)展為湍流火焰，進一步傳播后在鄰近噴嘴處形成穩(wěn)定的單噴嘴旋流火焰；第三階段：周向點火(Light-round)，即火焰面沿著周向傳播，依次點燃所有旋流噴嘴，隨后周向點火過程產生的高溫燃氣逐漸擴散出燃燒室，旋流火焰持續(xù)穩(wěn)定燃燒，燃燒室達到穩(wěn)定工作狀態(tài)。

圖10 環(huán)形燃燒室周向點火過程的3個階段[13]

Fig.10Threephasesofthelight-roundsequenceinannularcombustor[13]

從Bourgouin等[13]實驗拍攝的點火過程時序圖像(可見光)中可以清晰地觀測到第三階段的發(fā)展過程，如圖11所示(其中,φ為當量比,Ub為流速)。圖12展示了點火過程中相對應的亮度積分曲線，同樣可以分辨出點火過程的3個階段。通過亮度積分值定義了火核臨界尺寸Cs，τm表示火核從臨界尺寸Cs到兩側火焰面融合的時間，τp表示從火焰面融合到穩(wěn)定燃燒的時間。由于火核的發(fā)展、單個旋流火焰的形成以及火焰沿周向傳播，亮度積分曲線持續(xù)上升；之后，隨著下游火焰擴散出環(huán)形燃燒室，亮度積分曲線下降直至穩(wěn)定。

Philip等[16]分別采用F-TACLES[38-39]和TFLES[40]2種湍流燃燒模型對點火過程進行了大渦模擬(LES)，并將點火過程的第二、三階段進一步細分，得到環(huán)形燃燒室周向點火過程的5個階段，如圖13所示，分別為：(1) 丙烷/空氣混合物中形成初始火核，隨后初始火核迅速膨脹(圖13(a))；(2) 火焰面以拱形傳播到鄰近的噴嘴，當火焰面到達燃燒室出口，拱形消失(圖13(b))；(3) 火焰面沿兩側周向傳播，依次點燃各個噴嘴(圖13(c)和(d))；(4) 兩道火焰面在點火位置徑向對稱噴嘴處融合；(5) 高溫燃氣擴散出燃燒室，逐漸達到穩(wěn)定燃燒狀態(tài)。從計算結果可以看到,LES模擬的周向點火過程計算結果與實驗結果吻合較好，說明LES具有描述火焰?zhèn)鞑シ嵌ǔ＿^程的能力。

圖11 環(huán)形燃燒室周向點火過程時序圖(φ=0.76，Ub=24.5 m/s)[13]

Fig.11Imagesoflightintensityemittedbytheflameduringignitionoftheannularchamber(φ=0.76,Ub=24.5m/s)[13]

圖12 周向點火過程亮度積分圖(φ=0.76，Ub=24.5 m/s)[13]

Fig.12Integratedlightintensityrecordedbythecameraduringignition(φ=0.76，Ub=24.5m/s)[13]

圖13 周向點火過程的5個階段[16](左：實驗；中：F-TACLES模型計算結果；右: TFLES模型計算結果)

Fig.13Fiveinstantsofanignitionsequence[16](left:experimentalimages,middle:F-TACLESsimulationsandright:TFLESsimulations)

3 周向點火過程研究要素

3.1 火焰?zhèn)鞑ツＪ?/h3>

Cordier等[10-11]在5個直線排列的旋流噴嘴燃燒室模型上通過實驗和數(shù)值模擬的方式研究點火過程，發(fā)現(xiàn)隨著噴嘴間距的改變，會出現(xiàn)不同的火焰?zhèn)鞑ツＪ健＞唧w而言，當噴嘴間距較小時(小于150mm)，火焰?zhèn)鞑ミ^程為“展向傳播”模式，即火焰僅沿展向在兩相鄰噴嘴間傳播；當噴嘴間距增大至160mm時，火焰?zhèn)鞑ツＪ介_始發(fā)生改變，火焰不僅僅沿著展向傳播，同時還沿著噴嘴軸向向下游傳播，這種模式被稱為“混合傳播”模式；繼續(xù)增大噴嘴間距(大于180mm)，此時火焰?zhèn)鞑ブ饕獮椤拜S向傳播”模式，即火焰首先沿著噴嘴軸向向下游傳播，然后進入相鄰未燃噴嘴的回流區(qū)，沿著噴嘴軸向向上游傳播直至點燃整個相鄰噴嘴。“展向傳播”模式快速穩(wěn)定且點火時間較短，而“軸向傳播”模式點火時間較長甚至可能導致點火失敗。

劍橋大學Machover和Mastorakos[19-20]在環(huán)形燃燒室模型中也觀察到類似的“軸向傳播”模式，并形象地將其命名為“鋸齒形傳播”模式。圖14展示了5kHz高速相機記錄的火焰?zhèn)鞑ミ^程中OH*發(fā)光信號，可以清楚地觀測到這種“鋸齒形傳播”模式。令狐昌鴻等[26]在浙江大學TurboCombo實驗平臺上，采用先點火后通氣模式，也觀察到相似的“鋸齒形傳播”周向點火聯(lián)焰模式，圖15所示為無量綱化后的火焰自發(fā)光亮度值(400～700nm帶通濾波)。目前，已有相關實驗研究了噴嘴間距和點火模式對火焰?zhèn)鞑ツＪ降挠绊?，但是當量比對火焰?zhèn)鞑ツＪ降挠绊懸廊恍枰嗟膶嶒炑芯俊?/p>

(a)

(b)

(c)

圖14 噴嘴間火焰?zhèn)鞑ミ^程OH*發(fā)光側視圖(φ=0.70，Ub=10 m/s)[20]

Fig.14Sidevisualizationofevolutionofasuccessfulburner-to-burnerflamepropagation(φ=0.70，Ub=10m/s)[20]

圖15 周向火焰?zhèn)鞑ミ^程時序圖(φ=0.70，P=15.5kW)[26]Fig.15 Images of the light-round sequence (φ=0.70，P=15.5kW)[26]

3.2 點火概率

Bach和Mastorakos等[12,18]研究了不同點火位置的點火概率Pign。Pign定義為N次點火實驗中成功點火的概率。通過改變點火位置進行多次點火實驗，結果表明，點火位置靠近中心鈍體時，Pign較大，如圖16中的AX1處。同時他們還發(fā)現(xiàn)Pign與當?shù)豄a數(shù)以及當?shù)亓魉俚姆较蛴嘘P，一般地，在低Ka數(shù)和負流速(速度方向指向鈍體)處，Pign較高。

圖16 不同點火位置示意圖[18]Fig.16 Different spark positions[18]

進一步，在直列多頭部燃燒室模型(見圖3)上，他們更細致地測量了噴嘴軸向平面內42處的Pign，研究與可燃因子F、軸向速度(Uz/Ub)和湍流脈動速度(u′/Ub)之間的關系，結果如圖17所示。可以看到，Pign在中心5～15mm的較窄區(qū)域內(對應著中心射流區(qū))取值較小，這是由于在這一區(qū)域內湍流脈動強度很大造成的(見圖17(c))。此外，對比圖17(a)和(d)可知，高點火概率區(qū)域內主流速度多為負值，這說明成功點火的一大要素就是初始火核能夠沿著回流區(qū)向上游傳播從而點燃整個噴嘴。

圖17 (a) 點火概率 (b) 可燃因子 (c) 歸一化的湍流脈動速度 (d) 歸一化的軸向速度(φ=0.35，Ub=10 m/s)[12]

Fig.17Measurements: (a)probabilityofignition(b)flammabilityfactor(c)normalizedfluctuationoftheturbulentvelocity(d)normalizedaxialvelocity(φ=0.35，Ub=10m/s)[12]

3.3 點熄火極限

Machover和Mastorakos[19]研究了12噴嘴、15噴嘴、18噴嘴這3種結構下環(huán)形燃燒室模型中的點火、熄火極限。熄火極限定義為：在燃燒狀態(tài)下，逐漸增加空氣流量直至90%的噴嘴被吹熄；點火極限定義為：當空氣流量一定時，逐漸增大燃氣流量直至一個噴嘴被點燃(單噴嘴點火極限)和火焰成功周向傳播(周向點火極限)。實驗結果如圖18所示，圖中的AFR表示空氣-燃料比。

從圖18(a)～(c)中可以看到，對于3種構型，熄火極限都大于點火極限，單頭部點火極限都大于周向點火極限。對于小噴嘴間距結構(如15、18噴嘴)，當流速增大時，單頭部點火極限與周向點火極限趨于一致。這可能是因為隨著流速增加，相鄰頭部旋流間干涉增加，則單頭部一旦點燃，火焰就更容易傳播到相鄰未燃噴嘴，從而完成周向火焰?zhèn)鞑ミ^程。此外，根據(jù)圖18(e)可知，噴嘴間距越小(噴嘴數(shù)目越多)，周向點火極限越寬，即更容易成功點火。

(a) 12噴嘴

(b) 15噴嘴

(c) 18噴嘴

(d) 3種結構的單噴嘴點火極限

(e) 3種結構的周向點火極限

Fig.18Stabilityandignitionlimitsforthe12-burners(a),15-burners(b)and18-burners(c)configurations.Theone-burnerandlight-roundignitionlimitsforthreeconfigurationsaresummarizedin(d)and(e)[19]

3.4 火焰?zhèn)鞑ミ^程對稱性

旋流噴嘴能夠穩(wěn)定火焰并且拓寬燃燒室工作范圍，但是旋流引入的切向速度分量會影響火焰?zhèn)鞑ミ^程的對稱性。劍橋大學的環(huán)形燃燒室模型[19]中布置了12個旋流方向俯視為逆時針的旋流噴嘴。周向排列的旋流噴嘴會在燃燒室外壁面附近形成逆時針的周向速度分量，而在燃燒室內壁面附近形成順時針的周向速度分量，如圖19所示，圖中S表示噴嘴間距。在這樣的流場結構影響下，周向火焰?zhèn)鞑ミ^程會出現(xiàn)不對稱性。

圖19 劍橋大學環(huán)形燃燒室示意圖(俯視)[19]

Fig.19OverheadschematicoftheannularcombustorinUniversityofCambridge[19]

圖20展示了該模型中記錄的周向火焰?zhèn)鞑ミ^程中OH*信號的圖像。可以明顯看出兩道火焰面的傳播存在不對稱性，沿逆時針方向傳播的火焰明顯快于順時針方向。例如，在t=409ms時，火焰沿逆時針方向已經點燃了1～9號噴嘴，而在順時針方向上僅點燃了12和11號2個噴嘴。可見由于旋流器周向排列的構型存在特定的頭部間火焰干涉，引起的火焰?zhèn)鞑ミ^程不對稱性十分顯著。需要指出的是，頭部間距也會顯著影響火焰干涉情況(如圖21所示)，進而影響點火過程的火焰?zhèn)鞑ミ^程。事實上，整個點火聯(lián)焰過程的不對稱性很難在只有3頭部或者5頭部的扇區(qū)燃燒室模型中反映，這也是考慮全環(huán)形燃燒室模型實驗的重要因素之一。

圖20 劍橋大學環(huán)形燃燒室模型的周向火焰?zhèn)鞑ミ^程(俯視,φ=0.40)[19]

Fig.20Topviewofburner-to-burnerignitionsequenceintheannularcombustorinUniversityofCambridge(φ=0.40)[19]

圖21 劍橋大學環(huán)形燃燒室模型頭部干涉OH*基自發(fā)光平均場[41](a)頭部間距是2.33倍噴嘴直徑；(b)頭部間距是1.56倍噴嘴直徑

Fig.21Extentofflameinteractioninanannularcombustormea-suredviatime-averageOH*chemiluminescencefromanoverheadviewwithtwonozzlespacings: (a)2.33and(b)1.56timesthenozzlediameter[41]

圖22 浙江大學斜噴環(huán)流環(huán)形燃燒室的周向點火過程[24](φ=0.75，P=18.6kW)

Fig.22Light-roundignitionsequencesintheoblique-injectingannularcombustorinZhejiangUniversity(φ=0.75,P=18.6kW)[24]

3.5 周向點火時間

周向點火時間是衡量環(huán)形燃燒室點火過程可靠性與穩(wěn)定性的一個重要參數(shù)。通常將初始火核生成時刻定為周向點火過程的起點，將火焰最終點燃所有噴嘴時刻定為周向點火過程的終點，兩者之間的間隔即為周向點火時間。環(huán)形燃燒室周向點火時間也受到諸多因素影響，包括噴嘴間距、燃料種類、燃燒室壁面溫度、當量比及流速、周向速度分量、點火模式、點火位置等。需要指出的是，在國內外現(xiàn)有的實驗室尺度環(huán)形燃燒室模型基礎研究中，還沒有考慮實際發(fā)動機地面點火或高空點火的溫度壓力條件，相關研究報道仍然僅限于常溫常壓條件；但是進氣溫度、壓力條件對火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊挠绊懛浅４螅A研究單位仍需與工業(yè)部門緊密合作，以創(chuàng)造條件拓展實驗工況參數(shù)范圍。

3.5.1噴嘴間距

Cordier等[10]在間距可調的5個線性排列旋流噴嘴燃燒室模型上，研究了不同噴嘴間距對點火時間的影響，結果如圖23所示。從圖中可以清楚地看到，隨著噴嘴間距的增加，火焰?zhèn)鞑ニ钑r間總體呈增加趨勢。這種變化趨勢與火焰?zhèn)鞑ツＪ矫芮邢嚓P，因為在間距較小時，火焰?zhèn)鞑榭焖俚摹罢瓜騻鞑ァ蹦Ｊ?，而隨著間距增大，火焰逐漸變?yōu)椤拜S向傳播”模式，這種模式整體傳播時間長，甚至會導致點火失敗。

圖23 噴嘴間距對火焰?zhèn)鞑r間的影響[10]Fig.23 Spacing effect of injectors on flame propagation time[10]

Barré等[11]結合實驗和大渦模擬方法，在線性排列的多頭部燃燒室模型上，研究了不同噴嘴間距下2個相鄰噴嘴之間的火焰?zhèn)鞑r間，結果如圖24所示。圖24中的實驗結果是20次重復實驗的平均值，LES則是單次的結果?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著噴嘴間距增加，火焰?zhèn)鞑r間呈上升趨勢。值得關注的是，當噴嘴間距較小時，遵循“展向傳播”模式，火焰?zhèn)鞑r間與噴嘴間距之間有較好的線性關系，并且實驗的重復性也較好，這說明“展向傳播”模式是一種相對穩(wěn)定的傳播模式；而當噴嘴間距較大時，以“軸向傳播”模式為主，火焰?zhèn)鞑r間與噴嘴間距之間不再是簡單線性關系，實驗數(shù)據(jù)的離散性也較大，這表明“軸向傳播”模式更具隨機性。從圖24中還可以看到LES模擬結果與實驗結果符合得較好，說明LES具有獲得火焰?zhèn)鞑ミ^程主要特征的能力。

圖24 噴嘴間距對火焰在相鄰噴嘴間傳播所用時間的影響[11](實驗與LES結果)

Fig.24ExperimentsversusLES:spacingeffectonthefirstinjector/injectorpropagationtime[11]

Machover和Mastorakos[20]也研究了不同噴嘴間距下環(huán)形燃燒室模型中的周向點火時間，結果如圖25(a)所示，圖中標示代表“噴嘴間距_當量比_峰流速度”，ws(without swirl)表示未安裝旋流器?？梢钥吹?，同樣有噴嘴間距越大，周向點火時間越長的情況。

3.5.2燃料種類

Prieur等[17]比較了3種不同燃料(氣態(tài)的丙烷、液態(tài)的庚烷、液態(tài)的十二烷)的周向點火時間，結果如表1所示。實驗中對環(huán)形燃燒室進行了預熱，使壁面溫度達到900K。結果發(fā)現(xiàn)庚烷比丙烷周向點火時間長約20%，而十二烷則比丙烷長約50%，這表明不同燃料特性對點火時間存在影響，主要是因為氣態(tài)燃料在合適的配比下能夠直接燃燒，而液態(tài)燃料在可燃之前需要經過霧化蒸發(fā)的過程，并且，蒸發(fā)所需時間還與液滴的粒徑、溫度等因素相關，因此越難霧化蒸發(fā)的燃料(十二烷)，點火所需的時間就越長。

(a) 噴嘴間距

(b) 主流速度

(c) 當量比

(d) 旋流

Fig.25Fractionofannularcombustorareaignitedvs.time.Foreachflame,fourseparateignitionevents(finedottedlines)andtheiraverage(thicksolidlines)areshown[20]

表1 主流一定，各燃料在當量比、功率增大時的周向點火時間[17]Table 1 Mean light-round time delay τl for increasing equivalence ratio and power when bulk velocity is kept constant[17]

3.5.3燃燒室壁面溫度

Philip等[15]通過實驗對比了燃燒室壁面在冷態(tài)及預熱狀態(tài)下的周向點火時間，如圖26所示。在不同流速下記錄了從點火到火焰面匯合所需時間，圖中COLD表示未預熱的冷態(tài)，而PREHEATED表示燃燒室點火前先進行10min燃燒預熱的狀況?？梢园l(fā)現(xiàn)，預熱狀態(tài)下周向點火時間比冷態(tài)下縮短了近30ms，這主要是因為壁面溫度上升使得火焰?zhèn)鞑ニ俣忍岣?。由此可知，燃燒室壁面溫度對周向點火時間有重要影響。

Fig.26FlamefrontsmergingtimeasafunctionofthebulkvelocityUbincoldandpreheatedconditions[15]

3.5.4當量比及流速

Prieur等[17]在不同當量比及流速條件下研究了周向點火時間，如圖27所示。實驗結果發(fā)現(xiàn)，流速一定時，周向點火時間隨當量比的增大而縮短，這主要是由于當量比的增大，一方面會增加火焰?zhèn)鞑ニ俣龋硪环矫?，燃后氣體溫度隨當量比增大而上升，產生更顯著的體積熱膨脹效應，這也會加速火焰?zhèn)鞑?；當量比一定時，周向點火時間隨流速增大而縮短，這是因為增大流速意味著湍流度增強，這使得火焰褶皺加劇，從而加速火焰?zhèn)鞑?。同時，火焰在噴嘴間的傳播存在一種“鋸齒形傳播”模式，而更高的湍流度就會使得未燃噴嘴的回流區(qū)有更大的幾率捕獲到相鄰已燃噴嘴的火焰片段，這也會使周向點火時間縮短。

Machover和Mastorakos[20]也研究了當量比及流速對周向點火時間的影響。同樣發(fā)現(xiàn)，增大當量比及流速會縮短周向點火時間，結果如圖25(b)和(c)所示。

Bourgouin等[13]在MICCA環(huán)形燃燒室模型上通過實驗和數(shù)值模擬的方法研究了流速對周向點火時間的影響，結果如圖28所示?？梢钥吹街芟螯c火時間隨流速增大而減小，G方程模擬的結果在量級及趨勢上與實驗結果一致，并且在較大流速條件下，兩者吻合得更好。

(a) 主流速度Ub一定

(b) 當量比φ一定

Fig.27Light-rounddelayτlwhen: (a)thebulkvelocityUb, (b)theequivalenceratioφkeptconstantformultiplefuels[17]

圖28 實驗和基于G方程數(shù)值模擬得到的周向點火時間[13]

Fig.28Totalpropagationtimededucedfromexperimentalresults(red)andfromsimulationsbasedontheG-equation(black)[13]

3.5.5點火模式

點火模式主要涉及2種，先點火后通氣(SFFL, Spark First, Fuel Later)以及先通氣后點火(FFSL, Fuel First, Spark Later)，而SFFL模式是實際航空發(fā)動機燃燒室中普遍采用的點火模式。EM2C實驗室在MICCA環(huán)形燃燒室模型中采用的是FFSL模式，該模式的實驗重復性較好，并且方便進行數(shù)值模擬驗證，而劍橋大學在實驗中所采用的則是SFFL模式。因此,需要考慮不同模式對周向點火時間的影響。

根據(jù)令狐昌鴻等[26]的研究結果，不同點火模式下，周向點火時間存在顯著差異，如圖29所示。FFSL模式下的周向點火時間要遠短于SFFL模式。這主要是因為在FFSL模式下，預混氣體已經充滿了整個環(huán)形燃燒室，初始火核在形成后能很順利地擴張并發(fā)展為火焰繼續(xù)傳播，而SFFL模式下，點火過程還受到燃氣摻混供給、流場結構等因素的影響，使得點火過程隨機性變大，因此周向點火時間顯著增長。

圖29 點火模式對周向點火時間的影響[26]Fig.29 Influence of ignition mode on the light-round time[26]

3.5.6周向速度分量

葉沉然等[24,28]在TurboCombo實驗平臺上通過改變噴嘴入射角度來研究周向速度分量對周向點火的影響(周向速度分量的方向俯視為逆時針)。

圖30展示了FFSL模式下，傾斜噴嘴和豎直噴嘴2種結構的周向點火時間變化規(guī)律。在周向速度分量的作用下，沿逆時針傳播的火焰面得到加速，而沿順時針方向傳播的火焰面則被抑制。這種影響在主流速度或者說周向速度分量較小的情況下使得周向點火時間延長。但隨著主流速度的不斷增大，周向速度分量也隨之不斷增大，這時周向速度分量已經與火焰本身的傳播速度量級相當，周向速度分量主導了整個火焰?zhèn)鞑ミ^程。因此，在較大的周向速度推動下，火焰的周向傳播速度加快，周向點火時間縮短。

圖30 不同噴嘴結構下周向點火時間t的變化規(guī)律(FFSL模式)[28]Fig.30 Time delay t for different injection types (FFSL mode)[28]

而對于SFFL點火模式，在周向速度的主導作用下，火焰的周向傳播模式從雙向傳播轉變?yōu)閮H沿周向速度分量方向單向傳播(見圖22)，這就使得周向點火時間顯著延長，如圖31所示。傾斜噴嘴的周向點火時間要明顯大于豎直噴嘴的周向點火時間。

圖31 不同噴嘴結構下周向點火時間t的變化規(guī)律(SFFL模式)[24]Fig.31 Time delay t for different injection types (SFFL mode)[24]

3.5.7旋流

Machover和Mastorakos[20]通過是否在噴嘴中安裝旋流器研究了旋流對周向點火時間的影響。在圖25(d)中未安裝旋流器，可以看出引入旋流可以縮短周向點火時間。這是由于安裝旋流器能夠加快混合，并提高湍流度，使得湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾樱瑥亩s短周向點火時間。

3.5.8點火器位置

Bourgouin等[13]將點火器置于不同位置，分別為噴嘴外側E、噴嘴中心C、噴嘴內側I，進行了點火實驗，結果如圖32所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，不同的點火位置下，周向點火時間基本接近，這可能是由于在高湍流度下，3個位置形成的初始火核都能夠順利地進入噴嘴的中心回流區(qū)成功點燃噴嘴。

(a)

(b)

圖32 不同位置點火器示意圖(E：紅；I：綠；C：藍)及對應的火焰面融合時間[13]

Fig.32Schematictopviewoftheexperiment,showingthedifferentigniterslocations:E:external(red),I:internal(green),C:central(blue)anditscorrespondingpropagationtime[13]

3.5.9渦輪導葉

葉沉然等[27]在浙江大學TurboCombo實驗平臺上對比研究了燃燒室出口安裝渦輪導葉和獨立燃燒室2種構型下的周向點火過程。圖33展示了2種構型在相同工況下同一時刻的火焰自發(fā)光的可見光圖像，周向點火過程火焰?zhèn)鞑サ膸讉€階段大致相同，但是在燃燒室出口處收斂段和渦輪導葉作用使得當?shù)亓鲌黾铀?，對火焰?zhèn)鞑サ挠绊懕容^顯著。

(a) 安裝渦輪導葉

(b) 未安裝渦輪導葉

Fig.33FlamevisualizationinTurboComboduringlight-roundsequence[27]

同時，在2種構型下對比了周向點火時間，發(fā)現(xiàn)在燃燒室出口安裝渦輪導葉會縮短周向點火時間，如圖34所示。這主要是由于渦輪導葉的存在改變了出口條件，點火過程中燃燒室內非定常流場結構隨之改變。渦輪導葉對點火過程的影響是目前較新的研究問題，在工程實踐上也存在燃燒室部件實驗得到的點火性能與整機差別較大的情況。渦輪導葉對點火瞬間非定常流場結構的影響機制，依然需要更多實驗測量和數(shù)值仿真的基礎研究。

4 點火不確定性

在航空發(fā)動機燃燒室設計中普遍采用SFFL點火模式，該點火模式易受流動的影響，且由于點火和火焰?zhèn)鞑ミ^程均為湍流火焰，由此帶來的周向點火過程比FFSL模式具有更大的不確定性。

在浙江大學TurboCombo平臺上研究了2種點火模式的不確定性[26]。圖35給出了2種點火模式6次獨立重復點火實驗的火焰積分亮度曲線圖。可以看到，F(xiàn)FSL點火模式的火焰積分亮度曲線重合度比SFFL模式好，即FFSL模式的重復性更好。在6次試驗中，F(xiàn)FSL點火模式的周向點火時間的平均值為54.0ms，標準差為2.9ms，相對標準差5.4%；SFFL周向點火時間的平均值為177ms，標準差為25.5ms，相對標準差14.4%。另外，由于SFFL模式的周向點火過程更易受湍流的影響，火焰積分亮度曲線增長斜率一致性差，周向點火時間不確定性較大。

圖34 渦輪導葉對周向點火時間的影響[27]

Fig.34Theinfluenceoftheturbineguidevanestothelight-roundtime[27]

圖35 火焰積分亮度隨時間變化曲線的重復性(φ=0.70，P=15.5kW)[26]

Fig.35Therepeatabilityoftemporalevolutionofintegratedlightintensity(φ=0.70，P=15.5kW)[26]

5 結 論

本文介紹了國內外幾種典型的環(huán)形燃燒室模型，并總結了環(huán)形燃燒室周向點火過程機理研究的進展。結論如下:

(1) 現(xiàn)有的環(huán)形燃燒室模型結構大體相同，主要由配氣室、輸氣管路、旋流噴嘴和燃燒室組成。實驗中，為了滿足可視化觀測需求，燃燒室壁面通常由耐高溫的透明石英玻璃管組成。除了實驗手段外，也可以通過數(shù)值方法(如大渦模擬等非定常數(shù)值方法)對點火過程進行模擬?，F(xiàn)有的研究結果表明，LES具有描述火焰?zhèn)鞑サ闹饕卣鳌⒀芯恐芟螯c火機理的能力，但所需計算資源依然較大。

(2) 周向點火時間是環(huán)形燃燒室的重要參數(shù)，受多種因素影響。一般地，周向點火時間隨噴嘴間距的縮短，總體當量比、流速的提高，壁面溫度上升及旋流的增強而減小，這主要是由于不同的火焰?zhèn)鞑ツＪ健⒒鹧鎮(zhèn)鞑ニ俣?、湍流脈動、火焰面褶皺等因素造成的。通常FFSL模式比SFFL模式的周向點火時間短，氣態(tài)燃料較液體燃料的周向點火時間短，而點火位置的變化對點火時間影響不明顯，但是對點火概率有影響。另外，改變燃燒室出口邊界條件(例如安裝渦輪導葉)，會縮短周向點火時間。

(3) 實驗中通常采用高速攝像機記錄整個火焰?zhèn)鞑ミ^程的CH*或OH*自由基的自發(fā)光圖像，進一步分析周向點火過程。為了更深入地研究火焰周向傳播機理，實驗中也逐漸開始運用一些高時空分辨率光學診斷方法(如PLIF、PIV等)來獲取燃燒室中的組分和流場結構等，但這些診斷方法在環(huán)形燃燒室中的應用依然還存在一些障礙，有待進一步完善。

環(huán)形燃燒室周向點火過程是一個復雜過程，蘊含豐富科學問題，點火機理依然是目前較活躍的研究問題，有待進一步深入研究，特別是點火不確定性、氣液燃料的點火過程間差異、進氣溫度壓力影響、出口影響和燃燒室渦輪耦合等方面，依然需要更多的實驗與數(shù)值研究。