強湍流下甲烷稀燃預混火焰的穩(wěn)定性研究

金 武，任超群，湯朝偉，李夏飛，李建中

(南京航空航天大學能源與動力學院，南京 210016)

預混稀燃由于其在效率和排放上的巨大優(yōu)勢，被認為是未來清潔高效燃氣輪機燃燒室中最有前景的燃燒技術，并已在全球范圍內(nèi)被廣泛應用于聯(lián)合循環(huán)發(fā)電中的具有超低 NOx排放的大型天然氣燃氣輪機中，以滿足最嚴格的排放法規(guī).此外，在航空工業(yè)上，NOx排放條例也越來越嚴格.因此，下一代運用于航空發(fā)動機的預混稀薄燃燒技術正在快速發(fā)展中.目前商用飛機發(fā)動機已經(jīng)開始運用預混稀燃技術.裝備在波音787、747-8 飛機上的通用電氣GEnx發(fā)動機的 TAPS 燃燒器(twin annular premixing swirler combustor)[1]便是采用的預混稀燃模式.同時，預混火焰具有長度短、尺寸緊湊的優(yōu)點，能夠讓發(fā)動機的尺寸縮減，方便應用于小型商用噴氣機發(fā)動機、移動式燃氣輪機發(fā)電機.但是，穩(wěn)定性不足是預混稀燃技術利用時的最大限制，尤其是在高速強湍流條件下，易出現(xiàn)整體吹熄、局部淬熄等現(xiàn)象.為防止這些現(xiàn)象發(fā)生，通過值班火焰產(chǎn)生的高溫氣體保護，通常可以達到在底部穩(wěn)定高速火焰的目的.但是在強湍流作用下，仍有可能造成整體淬熄，從而在頂部出現(xiàn)開口現(xiàn)象；關于此現(xiàn)象的整體吹熄機制研究，是一個值得研究的前沿課題.

在湍流擴散火焰中，隨著出口速度增大，火焰中局部熄滅發(fā)生的比例越來越大，火焰逐漸逼近吹熄.局部熄滅的發(fā)生取決于局部的標量耗散率，其值隨燃料不同而變化，但當局部熄滅的比例超過一定的閾值時，就會發(fā)生整體的吹熄[2].Tuttle 等[3-4]和Chaudhuri 等[5-7]發(fā)現(xiàn)了在鈍體穩(wěn)燃的湍流預混火焰中存在一個類似的機制，Shanbhogue 等[8]在一篇綜述文獻中對預混火焰的速度極限和吹熄的動力學理論提供了進一步的解釋.在本生燈類型的火焰中，當沒有熱的保護協(xié)流時，從環(huán)境中卷入冷的渦流是導致火焰淬熄的主要原因[9-11]；而在具有熱的協(xié)流時，其原因主要是隨著整體湍流強度增加，火焰的反應速率下降并最終到達吹熄極限[12-14].以前研究過的所有本生燈類型的預混燃燒器的共同之處在于，湍流是通過上游的、主動或被動的網(wǎng)格或插槽引入的，以得到在預混燃燒流中均勻的準各向同性湍流.但是在這種流動中，湍流強度由湍流生成孔板的大小決定，其強度仍十分有限，因而更高強度下湍流火焰的研究還十分匱乏.因此，作者通過雙層結構燃燒器，在兩個混合流中引入速度梯度來產(chǎn)生小尺度的強湍流，由此產(chǎn)生的射流火焰可以通過改變來流之間的相對速度來控制湍流強度，并基于此開展一系列湍流與火焰相互作用的研究工作[15]，采用標準激光多普勒測速儀(LDV)測量湍流流場信息，采用高速PLIF 測量火焰結構.在過去，針對湍流火焰模式分區(qū)圖中破碎區(qū)的邊界問題，發(fā)現(xiàn)即使在Ka＞100(傳統(tǒng)理論上的破碎區(qū))的情況下，火焰反應區(qū)厚度仍保持不變.本文進一步針對CH 自由基的測量結果進行化學反應區(qū)的統(tǒng)計分析，探究不同強度湍流下，有限化學反應速率的影響.實驗發(fā)現(xiàn)在靠近值班火焰(pilot flame)的上游區(qū)域也出現(xiàn)了局部淬熄現(xiàn)象，并討論了小尺度強湍流作用下的火焰結構、淬熄機理和反應區(qū)變化規(guī)律.

1 實驗裝置和方法

本實驗主要在悉尼大學清潔燃燒實驗室完成，采用的高速測量系統(tǒng)與文獻[15]類似，如圖1 所示，其中包括OH-PLIF 和CH-PLIF 兩套激光測量系統(tǒng).實驗過程中使用532 nm 的Nd：YAG 激光激發(fā)含有Rhodamin 6G 乙醇溶液的染料激光器產(chǎn)生566 nm 左右的染料激光，后經(jīng)倍頻晶體和波長分離元件得到283.553 nm 的激勵光束以激發(fā)OH 自由基.其脈沖能量約為0.1 mJ，重復速率為10 kHz.激光光束由片光元件在水平方向上聚焦到爐口中心位置，垂直方向上擴展的高度為40 mm，采用刀片掃描法測量得到激光束腰厚度為180 μm.選擇315.589 nm 的波長進行CH 自由基的測量.通過調(diào)節(jié)光柵、倍頻晶體和波長分離元件，獲得315.589 nm 的激光，其脈沖能量在10 kHz 的頻率下約為0.2 mJ.同樣，采用刀片掃描技術測量得到激光厚度為210 μm.

圖1 高速CH-OH-PLIF同步測量系統(tǒng)示意[15]Fig.1 Illustration of high-speed CH-OH-PLIF synchronous measurement system[15]

雙層結構燃燒器如圖2 所示，燃燒器由同心的“環(huán)形”和“射流”管組成，由值班火焰環(huán)包圍.環(huán)形管內(nèi)徑D＝7.5 mm，而中心射流管內(nèi)徑為2.5 mm.整個燃燒器被放置在一個15 cm×15 cm 的風洞中，提供15 m/s 的勻速協(xié)流，對燃燒器起到冷卻作用，并防止空氣中的灰塵等雜質(zhì)卷入而干擾檢測信號.射流管和環(huán)形管之間的相對距離Lr，可在出口平面平齊(Lr＝0 mm)到射流出口平面的上游300 mm 間自由調(diào)節(jié).

圖2 悉尼雙層結構燃燒器Fig.2 Sydney burner with bi-layer structure

通過這樣精巧的設計可以達到兩個方面的控制.一方面，可以通過控制Lr控制環(huán)形管中氣體與中心射流管流出氣體的混合程度.例如，中心射流管通入氣體是純?nèi)剂?，環(huán)形管氣體是空氣.那么，當Lr＝0 mm 時，燃燒器產(chǎn)生的就是標準的擴散火焰.同理，當Lr＝300 mm 時，燃料和空氣擁有充足的時間混合均勻，此時，在出口點燃后就是預混火焰.而當Lr取中間值時，便得到不同混合程度的部分預混火焰.另一方面，還可以通過控制中心管和環(huán)管中氣體的體積流量，從而得到出口速度不同的兩股射流.因此，可以通過調(diào)節(jié)兩部分體積流量控制兩股射流間剪切作用強度，進而控制湍流強度.

本文主要利用該燃燒器研究不同剪切作用下湍流強度變化對稀燃預混火焰穩(wěn)定性的影響，因而將相同當量比下不同體積流量的均勻混合物分別通入射流管和環(huán)形管.對于給定的當量比和整體出口速度，剪切作用可以通過兩種方式引入.第一，通過控制導流分數(shù)Q，其代表中心射流的體積流量與總體積流量(中心射流加環(huán)形管)的比值.對于固定的總體積流速，Q 值的變化可以改變射流和環(huán)流之間的速度梯度.第二，固定Q 值，剪切強度也可以通過改變凹陷距離Lr控制.應當注意的是，當中心管凹陷到Lr＝300 mm 時，從燃燒器出口的氣體可以近似看作一個均質(zhì)射流.

對于流場，主要使用LDV 進行測量.本文采用商用的 TSI-激光多普勒測速(TSI Model FSA 3500/4000)系統(tǒng)對速度和湍流場的雙分量進行測量.微米大小的 Al2O3粒子通過旋風播種機播種到反應火焰中.通過測量氬離子激光器(Coherent Innova)輸出激光(514.5 nm 和488 nm)的散射，分別測定了速度的軸向和徑向分量.這些光束是由一個焦距350 mm 和分離距離50 mm 的光纖組件傳輸，在測量位置的光束直徑約為85 μm，邊緣寬度為3.2 μm.接收器焦距為300 mm，呈45°的面對散射光.測量的有效頻率介于0.1～10 kHz 之間，每個分量上有效采樣5 000 次.

實驗中壓縮天然氣(CNG)被用作燃料，其中CNG 中包含88% CH4、7.8% C2H4、1.9% CO2、1.2% N2以及1.1% H2、水和其他碳氫化合物.值班火焰是由C2H2、H2、CO2、O2和N2的混合氣產(chǎn)生，通過控制各個氣體的配比以獲得與CH4/空氣混合氣相近的絕熱火焰溫度和C/H 摩爾比.同時其熱釋放率為2.2 kW.表1 給出了本文所研究的工況，主要分為6 組，分別是研究無剪切流作用下不同體積流速(Ub，整體體積流量/環(huán)形管出口面積)和當量比(φ)對火焰的影響(序號1 和2).此外，在不同的當量比和體積流速下，通過改變導流分數(shù)(Q)控制不同的射流間的速度梯度，從而探究剪切湍流強度對化學反應的影響(序號3、4、5).最后，通過改變中心射流管的凹陷距離(Lr)，分析湍流發(fā)展時間對火焰的作用機制(序號6).

表1 實驗工況Tab.1 Experimental conditions

2 實驗結果與分析

2.1 實驗圖片對比

圖3 給出了不同火焰的CH-PLIF 圖片隨時間的變化情況(φ＝0.85，Ub＝80 m/s)，對應了不同的軸向位置和不同Q 值下火焰的一些典型CH 測量結果.實驗中對整個火焰進行分段測量，間隔15 mm，每個工況在同一個高度位置給出了火焰CH-PLIF 熒光信號隨時間的變化規(guī)律，中間相隔0.1 ms，因此可以清晰地看到火焰的連續(xù)變化和淬熄現(xiàn)象的發(fā)生過程.CH 代表高溫反應區(qū)，因為化學反應發(fā)生時間很短，故CH 層很薄.隨著火焰在下游距離的進一步發(fā)展，CH 層變得高度褶皺，最后開始逐漸破裂.

圖3 CH-PLIF測量圖片F(xiàn)ig.3 Photos of CH-PLIF measurement

圖3(a)是完全預混的射流火焰，Lr＝300 mm，體積流速為80 m/s，整個混合物在混合均勻后從外環(huán)管中噴出.從圖中CH 的亮度分布可以發(fā)現(xiàn)，反應強度在接近燃燒器出口時最高，而在末端逐漸降低，頂端存在一定的開口現(xiàn)象.同時，火焰褶皺程度較低，可以清晰地捕捉到火焰曲面隨氣流向上方移動的過程.將凹陷長度縮短至Lr＝35 mm 以及導流分數(shù)為30%時(圖3(b))，由于內(nèi)部剪切湍流的存在，火焰燃燒的加強，高度有所減少，頂部燃燒得以增強.此時，中心管和環(huán)管的體積速度分別為Uj＝216 m/s 和Ua＝88 m/s(Uj/Ua＝2.5).火焰褶皺程度顯著增加，由于剪切增加導致湍流強度增加，一方面，反應面積增大使燃燒變得更為劇烈.另一方面，由于湍流強度的增加，CH 層在更上游的位置發(fā)生破裂.但當導流分數(shù)增加至Q＝0.45 時(圖3(c))，中心管與環(huán)管射流速度比達到4.7，兩者速度差造成的強剪切作用大大縮短了火焰，火焰在底部就出現(xiàn)破碎，并在下游已大部分消失，這也說明了此時湍流過大，頂部幾乎完全熄滅，呈圓筒狀的外觀和開放的頂端，表明未燃氣可能從頂部逃逸.同時，火焰褶皺的變化過程加速，前后兩張圖片測量結果之間的關聯(lián)大幅降低，反映出此時強剪切湍流時間尺度的降低.

2.2 火焰內(nèi)部結構的統(tǒng)計分析

為了進一步深入了解湍流對燃燒強度的提高和可能引起的淬熄現(xiàn)象，自主編寫程序來計算每幀圖像中的CH 的數(shù)量，以及它的整體面積.為了提取每個圖像中的相關信息，需要對所收集的信號施加閾值，以確定CH 區(qū)域的邊緣.這個閾值可以自動或手動選擇，根據(jù)背景噪聲和成像靈敏度的情況.在這里仍采用Ostu 自適應閾值算法[16]，它通過分析每個單獨的圖像，并計算閾值使判別標準[17]最大化.一旦確定了最佳閾值，圖像就會被二值化，CH 自由的碎片數(shù)NCH就能被計算出，如圖4 所示.為了進一步驗證此方法的有效性，對于每個工況，隨機選擇60 個原始圖像，并手動計算CH 碎片數(shù)量.如果自動閾值法計算的碎片數(shù)與人工計數(shù)相差小于 5%，則結果被認為是可靠的.最后，這種自動閾值的方法，在信噪比比較好的情況下被證明是可靠的.對于CH 自由基的面積，自動閾值法則有其局限性，使用一個固定的閾值相對來說更為科學.該自動閾值法在確定火焰表面面積時，信噪比不同，確定的閾值也不同，而閾值不同會對計算得到的CH 的總面積產(chǎn)生影響.為了提高一致性和減少結果中的偏差，應將固定閾值應用于所有情況.這一固定閾值是在對一系列閾值、許多不同的情況進行敏感性分析后確定的.

采用CH 的面積作為燃燒速率的指標，同時結合其碎片數(shù)可以反映當?shù)卮阆ǖ那闆r.圖5 左側給出了不同當量比(φ＝0.85 和φ＝1.05)、導流分數(shù)(Q 分別為0、0.08、0.30、0.45)、出口流速(Ub＝80 m/s、Ub＝100 m/s)和凹陷距離(Lr＝35 mm、Lr＝75 mm、Lr＝300 mm)的火焰軸向剖面上，與x/D(x 指距離路面的距離，D 為爐口直徑)相對應的CH 面積ACH，其值是在除以圖片大小(232×380)無量綱化后得到的.圖5 右側給出了在不同火焰中各軸向位置的圖像中可以觀察到的CH 碎片的平均數(shù)NCH.更大的CH 面積對應更大的反應區(qū)域，對應更強的燃燒速率.

圖4 CH碎片數(shù)量判定過程示意Fig.4 The counting method of CH segments

對于圖5 所示的每個工況，ACH表征的峰值燃燒速率所處的軸向位置隨著Q 的增加而向上游轉移，這與圖3 中顯示的規(guī)律一致.適量地增加Q 值會導致CH 面積的增加，表明燃燒的增強，因為火焰的褶皺為單位火焰長度提供了更多的表面面積.CH 的碎片數(shù)量則反映火焰前鋒面被湍流渦撕裂的頻率.

圖5 CH自由基面積ACH(左)和碎片數(shù)(右)隨軸向位置x/D 的變化Fig.5 Normalized area and segment number of CH versus x/D

在考慮了流場的發(fā)展和火焰位置的基礎上，選擇x/D＝3 的位置進行分析，圖6 給出了與u′(圖6 左側)和u′v′(圖6 右側)對應的CH 碎片數(shù)NCH和面積ACH的結果.u′ 和u′v′取橫截面上CH 信號值達到最大的位置.從圖中可以看出，CH 面積所反映的燃燒速率與局部湍流強度直接相關.隨著湍流的增加，反應層開始斷裂，CH 碎片數(shù)也隨之增加，另一方面，湍流的擾動也增大了火焰的反應面積.從ACH隨u′和u′v′變化的趨勢圖可以看出，湍流對火焰的作用可以分為3 個階段.第1 階段，湍流擾動對反應區(qū)面積的增大作用遠大于湍流導致的局部猝熄現(xiàn)象.因而，整體CH 反應區(qū)面積隨湍流強度增加而增加.第2 階段，湍流強度進一步增大，導致的局部淬熄越來越多，對應NCH的進一步增加.湍流對反應區(qū)面積的增加與其導致局部淬熄相互競爭，因而ACH在此階段隨湍流強度的變化相對平緩.進一步增加湍流，其強度超過了一定的閾值，進入第3 個階段，局部淬熄大量發(fā)生，火焰整體吹熄，ACH驟降，NCH也因為反應的減少而下降.注意到，在此實驗中這個閾值對應于21.2 m/s 的湍流脈動速度和 170 m2/s2的剪切應力.火焰在這個過程中逐漸進入破碎區(qū)，小渦尺度與化學反應尺度相當，且又具備高剪切力，從而使大量反應層熄滅.

圖6 在x/D＝3下CH面積ACH和碎片數(shù)NCH隨u′和u′v′的變化.Fig.6 Normalized area and segment number of CH versus u′ and u′v′ at x/D＝3

3 結論

(1) 運用高速CH-PLIF 技術實現(xiàn)了對天然氣稀燃預混火焰從薄火焰面區(qū)到破碎區(qū)的火焰內(nèi)部結構的同步測量，提供了破碎區(qū)湍流火焰的寶貴數(shù)據(jù).

(2) 結合LDV 測量得到的流場信息和提取出反應區(qū)面積等參數(shù)，發(fā)現(xiàn)了湍流對火焰反應層的兩方面影響.一方面是通過增加反應區(qū)面積增強了燃燒強度，另一方面高強度的剪切拉伸導致反應層出現(xiàn)局部淬熄.

(3) 在一定范圍內(nèi)，湍流對反應的增強作用占主導，從而能夠通過增加剪切作用增強射流火焰的穩(wěn)定性.當湍流強度超過一定值，火焰進入破碎區(qū)，小渦尺度與化學反應尺度相當，火焰出現(xiàn)大量局部淬熄現(xiàn)象，從而導致整體吹熄.