2. 中国航空发动机集团 中国航空发动机研究院, 北京 101304
2. Aero-Engine Academy of China, Aero Engine Corporation of China, Beijing 101304, China
为减少NOx污染物排放，贫预混燃烧室广泛用于航空发动机和地面燃气轮机，而燃烧不稳定性是贫预混燃烧室面临的主要挑战之一。燃烧不稳定的外在表现是系统声场与非稳态热释放耦合产生的周期性高振幅的脉动压力会导致火焰回火和熄灭，甚至可能损坏系统结构。为拓宽稳定燃烧工况范围，一些贫预混燃烧室设计为中心分级结构，即燃烧器包括预燃级和主燃级，通过富油稳定燃烧的预燃级火焰稳定贫燃的主燃级火焰，实现降低排放的目标[1-2]。
旋转射流的剪切层通常会产生周期性的旋涡，对火焰动力学特性产生重要影响。Menon[3]通过理论推导获得燃烧状态的声方程和涡方程，认为旋涡、火焰和燃烧室声模态耦合时会导致燃烧不稳定。火焰与旋涡的相互作用是火焰非线性响应的重要机制[4-6]。Bellows等[7]通过实验观察到工业燃机中旋流火焰的非线性现象，发现火焰响应的非线性与旋涡卷起有关。Thumuluru等[8]研究发现火焰动力学受环形射流波动、脉动湍流火焰刷发展、火焰不稳定性和流动不稳定脉动4个过程控制。Schimek等[9-10]发现旋涡和火焰之间的相互作用是火焰脉动的原因。文[11-12]发现剪切流不稳定性是火焰脉动的重要驱动因素。Palies等[13-14]总结了不稳定热释放率的动态响应是由轴向和诱导方位角速度扰动的综合影响决定的，不稳定热释放率的动态响应也导致了旋流数脉动。Terhaar等[15]通过实验和理论分析方法研究了声速扰动对旋进涡核的激发和火焰脉动的抑制作用。
旋涡-火焰之间耦合作用的研究主要集中在单一旋流火焰上。与单旋流的燃烧室相比，中心分级燃烧室具有更加复杂的几何结构，火焰结构和动态特性也更加复杂和多变。Chong等[16]发现预燃级质量流量增大，会形成更长的火焰和更强的反应区。Kim等[17]发现预燃级和主燃级计量比的分配决定了火焰的形态和动态特性。Han等[18]通过实验研究了简化的中心分级燃烧器中预燃级火焰对稳定主燃级火焰的作用机理。文[16-18]表明预燃级和主燃级火焰相互干涉对中心分级燃烧器的火焰和流场动态特性存在显著影响，但还需要通过实验深入研究中心分级燃烧室不同运行状态下这种影响产生差异的诱发机理，尤其需要深入分析流-热-声动态特性耦合作用对中心分级燃烧室热声稳定性的影响机制。
本文通过实验分别研究了中心分级模型燃烧室预燃级、主燃级和中心分级火焰的流动及热声动态特性。分别通过高频粒子图像测速法(particle image velocimetry，PIV)及高速相机、光电倍增管、脉动压力传感器，测量了不同工况下的非稳态流场、火焰CH*信号分布、全局热释放率和脉动压力特性，揭示了中心分级燃烧器单级旋流火焰和中心分级火焰的非稳态流动和热声稳定性的变化规律。
1 实验装置中心分级燃烧器流-热-声动态特性实验台见图 1，主要由空气和燃料系统、进气段、喷嘴、燃烧室和排气段组成。进气段长Lin=270 mm，内径Din=87 mm，中心分级燃烧器安装在进气段的末端，燃烧器出口与燃烧室前端面齐平。入口空气常温常压，燃料为CH4，采用体积流量计测量流量。在进入燃烧室前，燃料和空气在中心分级燃烧器中掺混。燃烧器出口直径Db=76 mm，火焰筒及排气段横截面均为边长为140 mm的正方形，长度Lc=760 mm。
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| 图 1 中心分级燃烧器流-热-声动态特性实验台 |
中心分级燃烧器的结构如图 2所示。中心分级燃烧器由1个预燃级和1个主燃级构成。预燃级采用典型的旋流杯设计，包括双级反向旋转的径向旋流器。主燃级为直叶片轴向旋流器，与2级预燃级的旋流方向相同。1、2级预燃级和主燃级旋流器的旋流数分别为0.73、0.58和0.73。采用该中心分级燃烧器旨在研究航改燃机中心分级燃烧器的流-热-声动态特性，掌握燃烧过程的热声振荡机理。CH4燃料供给与燃油的供给方式相同，即在主燃级燃料通过主燃级旋流器通道表面的燃料孔进入旋流器，与空气在旋流通道内预混后进入燃烧室进行贫油预混燃烧，在预燃级燃料则通过燃料喷嘴直喷进入燃烧室进行扩散燃烧。
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| 图 2 中心分级燃烧器结构 |
高频PIV由双脉冲Nd：YAG激光器(由Beam-tech生产)和1 280×800分辨率的高速CMOS相机(型号：VEO 710L)实现，用于测量中心分级燃烧器出口中心截面的非稳态流场特性。光学测量区域见图 2，喷嘴出口截面中心为坐标原点，轴向为Y轴，径向为X轴；采样率为1 000 Hz，相机前安装波长为(527±10) nm的窄带滤光片，每个工况共捕获连续的500对TiO2固体颗粒分布图像。采用标称直径为2 μm的TiO2固体颗粒作为示踪粒子，粒子在入口段上游与空气混合。
在高速相机UV镜头(型号：Nikkor 70-200 mm f/2.8) 前安装波长为(432±10) nm窄带滤光片，用于捕捉全局CH*(带“*”的物质是燃烧的中间产物)信号分布的瞬态变化，分辨率为1 280×800像素，采样率为1 000 Hz，采集时间0.5 s。
在Hamamatsu H10723-210光电倍增管前安装(307±10) nm窄带滤光片测量全局火焰OH*的辐射强度，用以表征全局火焰热释放率。燃烧室脉动压力通过安装在燃烧室壁面的Kulite压力传感器采集，进气段的脉动压力通过壁面上的m1和m2麦克风测量(见图 1)。脉动压力和全局火焰热释放强度通过美国国家仪器有限公司数据采集系统以20 000 Hz的采样频率同步记录。
2 实验工况与数据处理方法 2.1 实验工况实验分为PaMa、PfMa、PaMf和PfMf 4个工况进行，如表 1所示。为分析燃烧诱导大尺度旋涡脱落的特性，首先对非反应态条件下的PaMa工况开展流场可视化实验，得到无燃烧热释放影响下的大尺度旋涡脱落特性，并与PfMa、PaMf和PfMf工况下的大尺度旋涡脱落特性对比分析。其次对主燃级火焰和预燃级火焰干涉进行了解耦，分别对PfMa和PaMf工况开展实验研究，分析单级旋流火焰的流-热-声动态特性，并与PfMf工况中心分级火焰的流-热-声动态特性进行对比，深入认识火焰干涉在热声振荡形成机制中的影响。实验中旋流器入口气体平均速度U0=10.1 m/s，预燃级和主燃级之间的空气体积流量分配比为7∶43，实验工况如表 1所示，ΦP、ΦM和Φtotal分别表示预燃级、主燃级和整体完全燃烧所需要的空气量与实际供给空气量的当量比。
| 工况 | 工作方式 | ΦP | ΦM | Φtotal | 功率/kW |
| PaMa | 预燃级和主燃级均为空气 | 0 | 0 | 0 | 0 |
| PfMa | 预燃级为火焰、主燃级为空气 | 1.3 | 0 | 0.14 | 7.1 |
| PaMf | 预燃级为空气、主燃级为火焰 | 0 | 0.6 | 0.54 | 27.6 |
| PfMf | 预燃级和主燃级均为火焰 | 1.3 | 0.6 | 0.67 | 34.7 |
2.2 数据处理方法
本文通过实验研究了中心分级燃烧器在不同工况下的流-热-声动态特性。通过对全局火焰OH*辐射强度和燃烧室压力信号进行快速Fourier变换获得不同工况的热声不稳定性，旋流火焰通常会在流场中诱发出大尺度拟序结构，如脱落涡，采用本征正交分解(proper orthogonal decomposition，POD)方法可以对非稳态流场进行模态分析，研究流场中脱落涡的动态特性。POD方法可以捕捉流场中的主要流动特征，提取流场中的大尺度涡结构。本文采用了快照POD方法[19]，能量占比较高的POD前几阶模态可以表征湍流的动态演变过程。平均速度场被认为是POD的第0阶模态。第t个瞬态速度场的脉动速度分量为
| $ u_t^{\prime}=u_t-\frac{1}{N} \sum\limits_{k=1}^N u_k . $ | (1) |
其中ut表示第t个瞬态速度场的瞬态速度，t=1, 2, …, N。N个连续瞬态速度场的脉动速度分量组成矩阵U，自协方差矩阵C、对应的特征值λ及特征向量ϕ表示为：
| $ \boldsymbol{C}=\boldsymbol{U}^{\mathrm{T}} \boldsymbol{U}, $ | (2) |
| $ \boldsymbol{C \phi}=\boldsymbol{\lambda \phi }. $ | (3) |
POD模态的求解公式为
| $ \boldsymbol{\varphi}=\frac{\boldsymbol{U \phi}}{\|\boldsymbol{U \phi}\|} $ | (4) |
模态特征频率的POD时间系数可以表示为
| $ a=\boldsymbol{\psi}^{\mathrm{T}} \boldsymbol{U}. $ | (5) |
其中所有的POD模态φ共同组成模态矩阵ψ。
POD时间系数表示某一模态对每个瞬时速度场的贡献率，因此通过对POD时间系数采取快速Fourier变换可得到含有大尺度旋涡结构的模态特征频率，获取非稳态流场的动态特性。
通过将瞬态CH*信号分布沿径向切分成若干块，并对每一个切分块内的CH*信号强度积分后求CH*信号强度面积平均值，可以得到每一个切分块在连续0.5 s内的CH*信号强度脉动过程。图 3中，在燃烧器中心轴线左半侧将火焰CH*信号分布切分成120块，即沿径向平均每5个像素切分为1块，通过式(6)计算每个瞬态时间的CH*信号强度面积平均值，然后通过均方根(root mean square，RMS)公式计算得到该切分块的CH*信号强度RMS值，用于表征沿径向不同位置的火焰脉动强弱。
| $ \bar{I}_{n \mathrm{CH}^*}=\frac{1}{A_i} \iint_\limits{\text {Part}i} I_{n \mathrm{CH}^*} \mathrm{~d} X \mathrm{~d} Y . $ | (6) |
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| 图 3 火焰CH*信号强度切分块的面积平均示意图 |
其中：InCH*为n时刻第i个切分块的面积平均CH*信号强度，Part i为第i个切分块，Ai为第i个切分块的面积，InCH*为n时刻第i个切分块内任一像素点的CH*信号强度。
3 结果分析与讨论 3.1 热声不稳定性分析图 4为PfMa、PaMf和PfMf工况下的燃烧室脉动压力频谱图。PfMa工况的脉动压力无主频，且幅值低于50 Pa，处于稳定燃烧状态。PaMf工况的脉动压力存在115 Hz的主频，幅值为2 947 Pa，文[20-21]表明燃烧室脉动压力幅值大于0.5%平均脉动压力时，可认为燃烧达到不稳定状态。常压条件下的平均压力为1个标准大气压(101.325 kPa)，因此PaMf工况的燃烧处于强烈的不稳定状态。PfMf工况的脉动压力存在120 Hz的主频，幅值为683 Pa，脉动压力幅值较低，约为平均脉动压力的0.7%，主燃级火焰与预燃级火焰之间的干涉导致该工况的脉动压力幅值和主频与PaMf工况的均存在差异。
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| 图 4 PfMa、PaMf和PfMf工况燃烧室脉动压力频谱图 |
图 5为PfMa、PaMf和PfMf工况下的全局火焰OH*辐射强度频谱图。PfMa工况的全局计量比为0.14，因此火焰OH*辐射强度最低，且无脉动主频，火焰稳定；PaMf工况的火焰OH*辐射强度存在115 Hz的脉动主频，火焰热释放脉动(即火焰OH*辐射强度脉动)主频与该工况下脉动压力的主频一致；PfMf工况的全局计量比为0.67，因此火焰OH*辐射强度在3种工况中最强，且存在120 Hz的脉动主频，火焰热释放脉动主频同样与该工况下脉动压力的主频一致。
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| 图 5 PfMa、PaMf和PfMf工况全局火焰OH*辐射强度频谱图 |
3.2 火焰CH*信号分布动态特性分析
该部分研究了PfMa、PaMf和PfMf工况下的火焰CH*信号分布的非稳态特性，由图 5可知PaMf和PfMf工况的火焰热释放脉动周期约为8 ms，因此在图 6中分别展示了中心分级燃烧器PfMa、PaMf和PfMf工况连续8 ms内的瞬态火焰CH*信号分布。PfMa工况的火焰根部位于喷嘴出口，呈紧凑的V形火焰，火焰CH*信号分布无明显脉动；PaMf工况的火焰CH*信号分布为碗状结构，具有明显的褶皱和局部高CH*信号强度区域，且火焰CH*信号分布存在显著脉动；由于PfMf工况热负荷增大到34.7 kW，火焰CH*信号强度显著高于PfMa和PaMf工况，主燃级和预燃级火焰之间相互干涉导致主燃级火焰和预燃级火焰CH*信号分布均产生显著脉动。值得注意的是PfMf工况在7和8 ms时，大尺度拟序结构对反应区的扰动使预燃级火焰明显强化，主燃级火焰明显扭曲和破碎。
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| 图 6 中心分级燃烧器不同工况的瞬态火焰CH*信号分布图 |
图 7为不同工况的火焰CH*辐射强度RMS值沿径向分布图，火焰干涉区的CH*辐射强度RMS值最大，则该区域的火焰脉动最剧烈。在火焰干涉区的左侧，PfMf工况火焰CH*辐射强度RMS值比PaMf工况多1个峰值，该区域位于主燃级射流的外剪切层，由于PfMf工况在主燃级射流的外剪切层诱发了更高强度的旋涡，因此外剪切层的大尺度旋涡引起主燃级火焰产生剧烈脉动。
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| 图 7 不同工况火焰CH*辐射强度RMS值沿径向分布 |
3.3 时均速度场结构
图 8为不同工况的燃烧器出口中心截面时均流场结构。图 8a表明, 非反应态PaMa工况主燃级射流和预燃级射流之间存在干涉作用，且两股射流融合后在下游形成回流区1。图 8b表明, PfMa工况的预燃级射流向主燃级射流偏转融合后冲击到燃烧室壁面；由于预燃级射流燃烧后密度减小，气流膨胀对主燃级射流形成推挤，导致喷嘴出口形成回流区1和2，其中回流区1位于预燃级射流下游，回流区2位于融合后射流的内剪切层，2个回流区能够有效卷吸下游的已燃高温烟气，稳定预燃级火焰。
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| 图 8 不同工况的燃烧器出口中心截面时均速度场结构 |
随着热负荷不断增加，气流密度减小，PaMf和PfMf工况时均流场的速度v明显增大。PaMf工况的主燃级射流燃烧后密度减小，气流膨胀对预燃级射流产生作用力，使预燃级射流近似于垂直旋转射流向下游发展，冲刷主燃级射流内剪切层涡和主回流区，导致喷嘴出口下游无法形成回流区，不能卷吸已燃高温烟气而稳定主燃级火焰，导致主燃级火焰燃烧不稳定性增强，脉动压力幅值较大。PfMf工况的时均流场结构显示预燃级火焰形成的高温射流抑制了主燃级高温气流的作用力，预燃级射流能够向主燃级射流偏转融合，并冲击到燃烧室壁面；融合后的气流在下游形成回流区1，能够有效卷吸已燃高温烟气，稳定主燃级和预燃级双旋流火焰，有助于提升中心分级旋流火焰的燃烧稳定性，因此预燃级射流火焰脉动压力幅值比主燃级火焰低76.8%。
不同工况的时均流场结构表明主燃级和预燃级射流沿着主燃级射流的内剪切层相互干涉，在燃烧器出口形成复杂的流场结构，且在不同工况下两股旋流之间的相互作用机制存在差异。当主燃级为旋流空气时，预燃级无论是旋流空气还是旋流火焰，融合后在下游均能形成稳定的回流区；当主燃级为旋流火焰时，预燃级的旋流空气会破坏流场中的回流区，不利于主燃级火焰的燃烧稳定性, 预燃级转变为旋流火焰后，可重新形成中心回流区。
3.4 流场涡生成特性由时均流场结构可知射流火焰对流场中回流涡的形成和分布特性具有重要影响。图 9为不同工况连续6 ms内的瞬态流场涡量分布，PaMa工况在预燃级和主燃级射流的剪切层均形成涡量强度较低的小涡，在随着射流向下游输运过程中逐渐耗散。在PfMa工况下，火焰稳定燃烧且热负荷较低，流场中未诱发形成有序的大尺度旋涡结构，仅在喷嘴出口因剪切层的不稳定性产生一系列小涡，涡量强度较低，且在向下游运动过程中快速耗散。
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| 图 9 不同工况连续6 ms内瞬态流量涡量分布图 |
随着热负荷逐渐增大，PaMf和PfMf工况在喷嘴出口处均产生了大尺度的旋涡结构，且PfMf工况的大尺度旋涡强度高于PaMf工况。PaMf工况下，受主燃级火焰的影响，主燃级射流剪切层形成大尺度旋涡结构，但由于预燃级仅通入空气，预燃级射流的剪切层仍未形成大尺度旋涡结构。PfMf工况下，受主燃级和预燃级火焰的影响，主燃级和预燃级射流均形成大尺度旋涡结构，该燃烧器出口流场中大尺度旋涡强度主要受燃烧热负荷强度的影响。
采用快照POD方法对流场中大尺度旋涡结构的动态特性进行分析，图 10为不同工况的流场POD分解前10阶模态能量分数曲线，模态能量分数表征每阶模态对流场动态特性的贡献率，数值越大，影响越大，因而可以用于表征流场中特征的显著性。PaMa和PfMa工况的整体模态能量较低，PaMf和PfMf工况的前2阶模态能量较高，随后模态能量快速衰减。PaMa、PfMa、PaMf和PfMf工况的流场POD分解前第1阶模态能量分数分别为0.043、0.060、0.097和0.162，同样说明燃烧热负荷增大增强了流场中大尺度旋涡的强度。
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| 图 10 不同工况的流场POD分解前10阶模态能量分数 |
图 11为不同工况的流场POD分解第1阶模态的相对涡量与速度矢量分布图，图中箭头指向表示速度的方向，PaMa工况仅在主燃级射流的外剪切层存在大尺度涡，且旋涡的涡量较低；PfMa工况的旋涡更多，且涡量强度更高，但旋涡无规律分布在喷嘴出口下游；PaMf和PfMf工况主燃级射流的外剪切层均出现了有序的周期性旋涡，在向下游运动的过程中能量逐渐衰减，且PfMf工况由于主燃级和预燃级火焰相互干涉导致流场中的旋涡耗散速度更快。上述结果表明燃烧热负荷增大导致气流加速膨胀诱发射流剪切层产生更高强度的旋涡，且预燃级与主燃级火焰相互干涉加速了旋涡的耗散。
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| 图 11 不同工况的流场POD分解第1阶模态相对涡量与速度矢量分布 |
对不同工况的流场POD分解第1阶模态的时间系数进行快速Fourier变换即可得该工况流场中大尺度旋涡的特征频率，频谱图如图 12所示。PaMa和PfMa工况的时间相关系数均无脉动主频，表明流场中无周期性的大尺度旋涡产生，仅存在一些散乱且涡量较低的小涡。PaMf工况的时间相关系数脉动主频为115 Hz，表明主燃级射流剪切层产生的脱落涡频率为115 Hz，与该工况热声不稳定模态频率锁频，流动和热声不稳定性之间形成耦合作用。PfMf工况的时间相关系数存在68和109 Hz的脉动主频，流场中的大尺度脱落涡频率不仅与PaMf工况的115 Hz脱落涡频率存在差异，且未与PfMf工况的热声不稳定频率锁频。上述结果表明在主燃级单旋流火焰自激振荡工况下，流-热-声之间能够相互耦合；而对于预燃级和主燃级火焰相互干涉的自激振荡工况，受火焰之间干涉的影响，流场中诱发出的脱落涡频率会发生显著变化。
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| 图 12 中心分级燃烧器不同火焰的流场POD分解第1阶模态时间相关系数频谱图 |
4 结论
在常温常压工况下，采用高频PIV、高速相机、光电倍增管和脉动压力传感器等研究了中心分级燃烧器在旋流和火焰干涉作用下流动和热声稳定性的变化规律。结论如下：
1) PfMa工况的火焰燃烧稳定，无脉动压力主频；PaMf工况的脉动压力和火焰热释放脉动均存在115 Hz周期性主频，且脉动压力幅值为2 947 Pa；PfMf工况的脉动压力和火焰热释放脉动均存在120 Hz周期性主频，脉动压力幅值为683 Pa，预燃级火焰将主燃级火焰的脉动压力幅值降低了76.8%，有效抑制了PaMf工况的热声不稳定性。
2) 当主燃级为旋流空气时，预燃级无论是旋流空气还是旋流火焰，两股旋流融合后在下游均能形成稳定的回流区；当主燃级为旋流火焰时，预燃级的旋流空气会破坏中心回流区，不利于主燃级火焰的燃烧稳定性，预燃级转变为旋流火焰时，可重新形成中心回流区。
3) 燃烧热负荷增大导致气流加速膨胀诱发射流剪切层产生更高强度的旋涡，预燃级与主燃级火焰相互干涉加速了旋涡的耗散。在PaMf工况下，流-热-声不稳定频率能够锁频；而对于预燃级和主燃级火焰相互干涉的PfMf工况，流场中诱发出的脱落涡频率与热声不稳定频率不同。
基于以上结论，可以通过在燃烧器上游施加扰动，主动改变燃烧室内大尺度旋涡脱落的频率，使其与热声振荡频率解锁，从而抑制热声振荡；在实际机组切换负荷过程中，应避免关闭预燃级燃料，保持预燃级为旋流火焰状态可有助于维持回流区的形成，保证主燃级火焰的稳定燃烧。
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