新型雙旋流燃燒室熱聲振蕩的實驗研究

何祖強, 王 平, Meenatchidevi Murugesan, Antonio Ferrante,3, 李偉超, 姜霖松

1. 江蘇大學 能源與動力工程學院, 江蘇 鎮江 212013; 2. 江蘇大學 能源研究院, 江蘇 鎮江 212013;3. Centro Combustione Ambiente Spa, vicinale Milano km1. 600, 70023 Gioia del Colle (Ba) Italy

0 引 言

在現代燃氣輪機的相關研究中，常采用貧燃預混燃燒技術(LP)實現污染物控制和燃燒效率之間的平衡。通過結合變幾何、分級燃燒等措施，降低火焰溫度，減少NOx排放。由于熱聲耦合效應，這些技術也帶來了貧燃預混燃燒中最具挑戰性的問題之一——燃燒振蕩問題。燃燒振蕩會產生高強度噪聲，損壞燃燒室，還會造成熄火和回火現象，危害燃氣輪機正常工作。在燃燒過程中存在當量比波動，加之流場自身的不穩定性(如渦脫落等[1]相干流結構)，往往導致熱釋放率也產生波動，在熱釋放率波動與壓力波動相互耦合的過程中，當聲場獲得能量大于耗散能量時，將形成一個正反饋回路，產生共振現象。

在貧燃預混燃燒中常常采用旋流結構來穩定火焰，而旋流穩定的火焰中通常還伴有各種微結構的火焰。不同的火焰形態反映了燃燒室內不同的聲波動，這些形態一般被概括為緊湊型火焰、M型火焰和V型火焰[2-3]。火焰形態往往與燃料組成、當量比、雷諾數、來流速度、旋流數、燃燒室開放程度以及中心鈍體結構有關，這些參數的改變也會引起燃燒過程模態的轉變。

大量研究表明，熱聲振蕩是多種物理現象相互耦合的復雜過程，涉及到聲學、流體力學、傳熱學、燃燒學等多個學科。實驗研究是掌握熱聲振蕩特性的重要手段。國內研究者通過設計不同的燃燒試驗臺或對某一經典燃燒室模型開展不同燃燒方式下的熱聲振蕩研究，掌握了相關燃燒室熱聲耦合現象的發生過程及機理。房愛兵等[4]以含氫合成氣為燃料，在全尺寸中壓試驗臺上測量了預混火焰和擴散火焰的燃燒振蕩過程，揭示了氫含量對火焰形態和燃燒不穩定性的影響。在以單旋流燃燒器為核心的常壓預混燃燒試驗臺上，張昊等[5-6]對天然氣預混燃燒過程中的熱聲耦合振蕩現象進行了研究。結果表明：振蕩頻率隨當量比的減小有所增大，但未發生模態變化；在常壓條件、接近貧燃熄火極限時，熱聲耦合振蕩現象消失，壓力脈動頻率躍升至500或 1000 Hz附近的高頻。楊甫江等[7]利用貧燃預混單旋流燃燒試驗臺研究了常溫常壓下當量比對燃燒不穩定性非線性發展的演化過程，在線性火焰模型的基礎上增加飽和因子構建熱聲網格模型，并以此預測熱聲振蕩的極限環幅值。結果表明：隨著當量比提高，燃燒經歷了穩定-不穩定-極限環的變化過程，振蕩頻率變化不大，而脈動壓力幅值顯著增大，并最終達到極限環狀態。林楓等[8]在低壓模化燃燒實驗臺上完成了某型燃氣輪機全尺寸振蕩燃燒特性實驗研究，總結了燃料量、當量比對50 Hz上下的主頻振蕩的影響及其變化規律。

燃料與空氣預混后，經旋流結構進入燃燒室，產生中心回流區穩定火焰，促進燃料和空氣充分混合，從而達到提高燃料利用率、減少污染物排放的目的。但燃燒時的熱聲振蕩不可避免，且會因燃料種類、入流參數、旋流器及燃燒室結構的不同而呈現出不同的振蕩規律。針對不同的影響參數，國外研究者采用可視化測量手段開展了相關實驗研究。通過改變燃燒室下游的長度，Taamallah等[9]研究了火焰的形態轉變及不穩定性，在長、短兩個燃燒室中觀察到相同的火焰宏觀結構；與短燃燒室相比，長燃燒室外部再循環區(ORZ)火焰的出現與熱聲振蕩同時發生；但在近似的當量比處，短燃燒室中并未發生熱聲振蕩現象。Fritsche等[10]研究了不同入口溫度和當量比下的穩定和不穩定的旋流火焰，時間平均的平面激光誘導熒光(OH-PLIF)圖像表明，貧燃旋流火焰不穩定性過渡的特征是火焰位置和結構的突變，表明不同的火焰穩定機制因火焰溫度的不同而存在。Durox等[11]通過改變葉片角度研究了2種類型(一種引起低頻振動，一種對應于較高的頻率模態)的不穩定性。結果表明，適當調節旋流數(通過改變葉片角度)，可以避免不穩定區域的出現，從而避免熱聲振蕩的發生。Kim等[12-13]研究了旋流燃燒中摻氫火焰的傳播速度及含氫量對火焰結構轉變及熱聲振蕩的影響。結果表明，隨著預混火焰傳播速度增大，火焰從V型轉變為M型。與V型火焰相比，M型火焰能夠抑制流動的擾動。摻混高摩爾分數H2的天然氣火焰在燃燒動力學上更穩定，但卻會與系統的高頻熱聲本征模態耦合。

以往開展熱聲耦合振蕩研究，多以射流、黎開管、單旋流為研究對象；而雙旋流作為一種先進的穩定火焰結構，針對其開展的熱聲耦合振蕩研究還比較少。本文基于自主設計的振蕩燃燒可視化試驗臺及核心部件雙旋流燃燒器，利用壓力傳感器、LabVIEW動態測量系統和高速相機，在不同工況下測量雙旋流燃燒室內的壓力脈動變化，通過后處理得到燃燒過程中的非線性時間序列，具象化分析功率譜及極限環，并以高速相機記錄的火焰結構研究雙旋流火焰結構轉變和雙旋流燃燒室的熱聲振蕩特征。

1 實驗裝置及測量工具

實驗采用自主設計的基于雙級同心軸向旋流器的燃燒裝置(如圖1所示)，主要由同心雙管道、雙級旋流器和方形燃燒室組成。預混氣體(甲烷與空氣)從同心雙管道(預混段)通入，經雙級旋流器進入燃燒室內點火燃燒。同心雙管道內管長1100 mm，外管長960 mm(經前期計算分析，管長可以保證氣體在出口處達到完全預混效果)；內管內直徑D1=11 mm，壁厚1 mm，外管內直徑D2=21 mm。出口采用收縮管結構(收縮比為0.5)，可以使流動加速，產生很強的出口渦旋，有效消除上游旋流引起的逆壓梯度[14]。燃燒室側壁為耐高溫的石英玻璃，便于使用光學儀器進行測量。

圖1 雙旋流燃燒器結構簡圖Fig.1 Geometric sketch of dual-swirl burner

新型雙旋流器安裝于同心雙管道與燃燒室之間(如圖1所示)。該旋流器為同向旋流器(幾何結構如圖2所示)，內旋與外旋旋向相同(旋流角度為120°)。采用共軸同向的固定導葉，共8個旋流葉片(厚度0.6 mm)，沿中心鈍體(直徑2 mm)周向布置。經計算，旋流數為0.53。

圖2 雙級旋流器幾何結構圖Fig.2 Geometry structure of dual swirler

采用美國PCB公司103B02動態壓力測量傳感器(6551)測量聲壓。該傳感器的線性度為0.5% FS，誤差范圍為1%，靈敏度為225.4 mV/kPa。以NI公司的CompactDAQ控制器連接傳感器與PC端。使用LabVIEW實時檢測和采集流場壓力信號，采樣頻率8192 Hz，總采樣數49 152。通過HORIBA公司的數字式質量流量控制器(MFC)S600快速精確地控制內外管空氣和甲烷，控制空氣和甲烷流量的質量流量計的最大量程分別為250和30 L/min，誤差控制在1%以內，則當量比的相對最大誤差為1.4%。通過化學圖像發光并同步使用高速相機(Photron FASTCAM SA-Z)以2000 Hz的采樣率(在發生熱聲不穩定時為5000 Hz)拍攝火焰圖像。

2 實驗結果與分析

本文從非線性動力學角度研究燃燒的不穩定現象。首先基于高速相機圖片和基本的功率譜密度圖分析了不同過程下的振蕩特征，然后開發了先進的非線性極限環分析技術，使用一種新型數字信號處理方法重構相空間，對所獲壓力實驗數據進行表征，詳細分析雙旋流燃燒室內的熱聲振蕩現象。

根據狀態參數改變策略的不同，本文選定了2種實驗過程(“過程1”研究當量比的影響：保持甲烷體積流量不變，先逐步減小、再逐步增大當量比；“過程2”研究體積流量的影響：保持當量比不變，逐步增大預混氣體積流量)。在2種過程中，均進行多次測量進行對比，實驗結果在室內常溫常壓下具有可重復性。

2.1 過程1：研究當量比的影響

由擾動引起的化學當量比變化，是燃燒不穩定和自激振蕩的重要誘因。本節開展“過程1”實驗研究：以質量流量控制器(MFC)控制內外管甲烷流量均保持為3.5 L/min，通過調節空氣流量，逐步改變當量比；在當量比φ=1.000條件下點燃預混氣，待其穩定燃燒后，逐步將預混氣當量比從0.900減小至0.725，而后再從0.725逐步增大至0.925。表1列出了“過程1”實驗中的8個工況(Case A～H)及對應的當量比。

表1 Case A～H對應的當量比Table 1 Equivalent ratio corresponding to Case A～H

實驗過程中，采用LabVIEW軟件同時進行高速相機拍照和壓力數據采集(圖3為通過高速相機得到的2種火焰結構照片)。對壓力數據進行處理，將不同當量比下的壓力脈動幅值和火焰結構變化情況匯總于圖4。圖中，I和II分別表示當量比減小和增大方向；V和M表示火焰的2種結構；A～H表示工況Case A～H。

圖3 不同火焰結構Fig.3 Different flame structures

從圖4中可以看到，當量比為0.900時，壓力脈動振幅高達525 Pa，火焰為M型。逐步減小當量比至0.800，觀察到火焰由M型向V型轉變，此時的壓力脈動振幅也減小至150 Pa左右。在當量比降至0.725并保持一段時間后，逐步將當量比增大至0.800，此時火焰并未從V型向M型轉變，壓力脈動振幅也未達到之前的150 Pa左右。直到當量比增大至0.925時，M型火焰才再次出現，呈現不穩定燃燒狀態。

圖4 不同當量比下火焰結構變化及壓力脈動幅值Fig.4 Structural change of flame and pressure pulsation amplitude at different equivalence ratios

以pwelch方法(Welch平均功率圖法)對所采集的時序信號進行分析，得到當量比變化過程中的功率譜密度圖(PSD)，如圖5和6所示。結合圖4和5可以發現，在當量比從0.900減小至0.800的過程中，出現M型火焰，雙旋流燃燒室內出現持續的不穩定現象，激發了最大振幅模態的二階諧波，此過程中的主頻率均介于該頻率下一階波激起的二階諧波和燃燒室內1/4波(預混段、燃燒室組成的“壁面”以及旋流器相互耦合形成的聲學振蕩頻率)之間。隨著當量比減小，不穩定現象逐漸減弱，在功率譜上反映為聲壓級從53.94 dB減小至40.62 dB，如圖5(a)～(c)所示。在轉變為V型火焰后，壓力脈動振幅突然減小，但在圖5(d)中并未發現不穩定的主頻率，此時處于穩定燃燒狀態。

而后，在逐步增大當量比的過程中(當量比由0.725增大至0.900)，燃燒室處于穩定燃燒狀態，如圖6(a)～(c)所示。當量比增大至0.925時，不穩定現象再次出現(主頻率為396.5 Hz)，火焰從V型轉變為M型。在M型與V型火焰的功率譜圖中，除窄帶高頻脈動外，都存在一個頻率為50.0 Hz的低頻振蕩。通過分析可知，這是由雙旋流產生的回流區內的燃燒不穩定所導致的[15]。

在圖4的當量比變化的子過程I和II中，M型和V型火焰的臨界轉變點差別很大。結合圖5和6的功率譜圖分析，燃燒穩定和不穩定狀態的轉變可能存在一定的時間記憶效應，后期燃燒狀態受前期燃燒狀態影響，即存在“滯環現象”。一般而言，滯環現象的出現和系統非線性過程相關，在當量比減小的子過程I中，可能存在不穩定正反饋過程。當子過程I發生不穩定現象時，雙旋流形成的復雜流場(如回流區、剪切層)以及進動渦核(PVC)與燃燒室的聲模態相互耦合，在短時間內形成正反饋循環，從而使火焰在當量比減小至0.800之前繼續保持M型；當量比減小至0.800時，M型向V型火焰轉變，此時正反饋循環已被破壞。當持續至子過程II、當量比增大至0.900時，火焰已經維持了一段時間的穩定(在雙旋流流場內外剪切層的基礎上維持V型火焰不變)。因此，在研究雙旋流熱聲振蕩問題時，需重點關注其復雜的流場結構。

圖5 當量比減小時的功率譜圖Fig.5 Power spectrum when the equivalence ratio decreases

圖6 當量比增大時的功率譜圖Fig.6 Power spectrum when the equivalence ratio increases

2.2 過程2：研究體積流量的影響

通過控制新型雙旋流燃燒室內、外管的預混氣流量，可以研究其對燃燒室的振蕩頻率和聲壓級的影響。在“過程2”實驗中，保持內、外管為相同的當量比φ=0.850；外管保持甲烷流量Vf1=4.0 L/min、空氣流量Va1=45.0 L/min不變；通過MFC調節內管甲烷流量Vf2和空氣流量Va2，使其從最初的0.8和9.0 L/min持續增大至5.5和62.0 L/min。表2列出了“過程2”實驗中的Case I～L等4個工況。

表2 Case I-L對應的內外管體積流量Table 2 The Volume flow rate of inner and outer pipes corresponding to Case I-L

圖7為表2各工況下的功率譜圖。如圖7(a)所示，當內管中體積流量最小時，發生了熱聲振蕩，其主頻率為256.0 Hz，該頻率下一階波仍然激起了其最大振幅模態的二階諧波，介于其激起的二次諧波和燃燒室內1/4波之間。從圖7(b)可以發現，此時主頻率為260.0 Hz，基本無變化，但振蕩明顯減弱，聲壓級由最初的54.50 dB降為30.02 dB。從內管甲烷、空氣流量為2.8和31.0 L/min時(出現417.5 Hz)，直至最后增大為5.5和62.0 L/min時(411.0 Hz為主頻率)，火焰一直保持為V型。在Case L工況下，主頻率為411.0 Hz，聲壓級僅增加至38.02 dB，尚未達到Case I的水平。各工況下的熱聲振蕩特性及火焰結構如表3所示。通過本實驗發現：在不改變當量比的情況下，可以通過改變體積流量來改變燃燒的穩定狀態。

圖7 φ=0.850時內管體積流量變化下的功率譜圖

表3 各工況下的熱聲振蕩特性及火焰結構Table 3 Thermoacoustic oscillation characteristics and flame structure under corresponding working conditions

在改變體積流量的“過程2”實驗中，內外管中皆為甲烷和空氣的預混氣，因此不需考慮燃料介質性質的差異。外管甲烷、空氣流量分別維持4.0和45.0 L/min不變，而內管的甲烷、空氣流量從最初的0.8和9.0 L/min增大至5.5和62.0 L/min。結合表3及圖7、8可知，內外管預混氣總流量越大，燃燒室的總功率越大，發生燃燒振蕩時在功率譜圖上的主頻率越高(由最初的256.0 Hz升至最后的411.0 Hz)。內管預混氣的體積流量最初遠小于外管，之后則大于外管，流量相對大小的變化導致火焰傳播相對速度發生變化，火焰結構的內部剪切層也發生相應變化，在高速相機中呈現為不同擴張角度的V型火焰(如圖8所示)，表明前后兩者內部中心回流區的大小和長度存在區別，導致了燃燒穩定性的改變。在后續實驗中，可以通過測量放熱率作進一步分析。

圖8 不同角度的V型火焰Fig.8 V-shaped flames with different angles

3 相空間重構分析

為深入分析新型燃燒器的熱聲振蕩特性，需進一步提取復雜非線性過程的詳細信息。基于相空間的非線性時間序列分析方法是系統分析和識別由非線性過程產生的時間序列數據特征和結構的重要工具。

相空間重構方法，是利用實驗得到的時間序列數據建立一個多維空間來重構動力系統的時間演化過程。若系統得到的所有狀態變量(包括所需導數)在任何時候都是已知的，則可確定一個動態系統。通常，系統各狀態通過其導數相互關聯，可以用一個被測系統單個狀態的長度空間進行表述。

Takenshas[16]證明了從測量得到的時間序列中提取延時坐標點構建多元相空間的方法，該方法可以用于進行有效的非線性系統特性分析。在得到的坐標系中，重構的相空間矢量點表現出與原動力系統相同的特性：

y(m)=[s(m),s(m+τ),s(m+2τ),s(m+3τ),…]

(1)

式中，y(m)為重構后的相空間矢量，s(m)為對應維數的矢量，τ為延遲時間，m為已知變量(在本文中為系統狀態參數p)。

延遲時間構成了相空間的采樣間隔，是相空間重建的重要參數。選擇的延遲時間若過大，會導致時間序列中任意2個相鄰的延時坐標點失去相關性，不能反映重構動力系統的特性；選擇的延遲時間若過小，則會導致相鄰延時坐標點過于接近而無法相互獨立，產生數據冗余。

為保持相空間重建過程中各個分量相對獨立，可以采用自相關函數來確定理想的延遲時間。自相關函數能夠保證信號本身與其延時坐標點之間的度量處于冗余與不相關之間。自相關函數C初次出現零點時的值就是需要達到的正確的延遲時間[17]：

(2)

極限環來自于控制理論中非線性系統的概念。在非線性系統中，將系統狀態中的參數坐標點與該參數的時間導數坐標點構成的坐標平面稱為“相平面”；在二維相平面上，該系統狀態中的參數隨著時間變化，形成一條曲線，稱為“相軌跡”。在三維相空間中，任一極限環表現為一條孤立封閉的相軌跡；當時間趨于無窮，若附近所有相軌跡都趨于同一極限環，則該極限環為穩定極限環。在熱聲耦合振蕩系統中，穩定極限環表現為周期固定、等幅度的自激振蕩，任何微擾動都會使系統回到極限環中。圖9～11為采集的系統狀態參數p與其時間導數所構成的三維相空間，以紅色線條表示相軌跡。

穩定極限環表明熱聲耦合振蕩系統為周期固定、等幅度的自激振蕩；但實驗過程中存在噪聲影響，在圖9(a)～(c)和圖10(d)中，極限環為封閉圓環，其代表著400.0 Hz左右的振蕩主頻率以及實驗過程中其他噪聲的影響，表現為夾雜著噪聲的周期性熱聲振蕩。這也說明功率譜圖中除主頻率及其激起的二次諧波、回流區內低頻振蕩之外還存在其他噪聲信號。

圖9 當量比減小過程的相空間重構圖Fig.9 Phase space reconstruction graph with equivalent ratio decreases

圖10 當量比增大過程的相空間重構圖Fig.10 Phase space reconstruction graph with equivalent ratio increases

圖11 φ=0.850時內管體積流量變化下的相空間重構圖Fig.11 Phase space reconstruction of inner pipe with volume flow rate change at φ=0.850

隨著當量比減小，振蕩減弱，振幅減小，圓環形逐漸向內聚集，空間坐標值也由1000變為500。越聚集，對應的狀態越穩定；當V型火焰穩定燃燒時，相空間上的極限環已完全聚集為一團。當量比增大至φ=0.925時(如圖10(d)所示)，極限環又恢復為M型火焰對應的形態。

在“過程2”實驗中，當量比固定為0.850，V型火焰持續至最終。圖11(a)所示的極限環振蕩表明，在最初的256.0 Hz主頻振蕩情況下，除其激起的二次諧波和回流區內頻率外，還存在其他噪聲信號。當內管的體積流量增大至2.8和31.0 L/min以及4.8和53 L/min時，燃燒振蕩現象減弱很多，振幅減小，極限環向內聚集為一團雜亂的分布，燃燒趨于穩定。繼續增大流量至5.5和62.0 L/min，出現了比穩定燃燒時面積更大的聚集區域(主頻率為411.0 Hz)，但尚未出現熱聲振蕩特征，沒有清晰的環形分布，如圖11(d)所示。

國內的熱聲振蕩研究涉及極限環振蕩較少，且往往僅以文字說明，同時結合相關模型推理成因。本文采用先進的測量方法，依據Takenshas證明的構建多元相空間分析方法，引入自相關函數，將極限環振蕩具象化，以圖形結合熱聲振蕩的模態轉變進行分析對比。在熱聲耦合振蕩系統中，穩定極限環表現為周期固定、等幅度的自激振蕩，即使實驗中存在噪聲影響，也可以在圖9(a)～(c)、圖10(d)和圖11(a)中呈現出封閉的圓環形狀。而在穩定燃燒時，極限環在相空間內表現為混亂聚集的狀態(相空間坐標平面的值代表振幅大小，可以表明振蕩的劇烈程度)。圖11(d)顯示，相空間形態出現了比穩定燃燒時面積更大的極限環聚集區。

此外，本文研究所觀察到的熱聲振蕩現象與燃燒不穩定性中固有的非線性過程有關，因此，在實際系統中也可能存在混沌運動現象，可以采用極限環具象化方法結合混沌運動中的奇異吸引子理論來探究混沌系統中存在的形態規律問題。

4 結 論

為研究當量比、體積流量變化對自激非線性熱聲振蕩和湍流火焰結構的影響，對一新型雙旋流燃燒室開展了實驗研究，得到如下結論：

1) 保持內外管甲烷流量不變，調整內外管空氣流量：將當量比從0.900逐漸減小，燃燒由不穩定狀態的M型火焰轉變為穩定狀態的V型火焰；隨后再增大當量比至0.925，火焰又由V型轉變為M型。但當量比兩個變化方向的火焰轉變臨界點差別很大，呈現出非線性系統中特有的滯環現象，可能存在不穩定正反饋過程。

2) 保持內外管的當量比為0.850不變，調整內管的體積流量：在小流量時存在較強的熱聲振蕩，增大流量后熱聲振蕩現象明顯減弱，燃燒變得穩定，火焰一直維持為V型火焰。

3) 通過對壓力脈動信號的相空間重構分析，發現當振蕩水平較高時，相空間重構圖中呈現出明顯的圓環形，與功率譜特性分析結果存在較明顯關聯。

4) 本文研究的雙旋流燃燒室內熱聲振蕩主頻率分布于400.0和256.0 Hz左右。