2.1 燃烧室压力振荡的主要特征
图8直观地给出了3个工况下测点SP06的非定常压力脉动对比情况。从图8中可以看出,Case II的压力振荡幅值最大,稳定性最差; Case I的压力振荡幅值最小,且没有明显的周期性现象,稳定性最好; Case III的稳定性和压力振幅介于两者之间,具有明显的周期性振荡,但压力振荡幅值明显小于Case II。Case I和Case II的对比结果符合图1所示的实验规律,说明氧喷嘴长度对于改变燃烧室稳定性具有重要影响。Case II和Case III的对比结果说明,除了氧喷嘴长度影响稳定性以外,喷嘴射流动能的改变同样会对稳定性带来显著的影响。
一般认为,HFCI现象容易在燃烧室低阶声学模态上出现,此时,实际压力振荡幅值的空间分布(即振型)与相应的理论声模态接近。通常采用基于各向同性假设的波动方程来计算燃烧室声学模态,忽略了速度及温度梯度对燃烧室局部声速的影响,计算得到的声学模态与实际振型的误差较大。因此,获得燃烧室实际振型是分析HFCI现象的基础。图9给出了Case II工况各采样点压力脉动的频域结果,并分别用蓝色虚线和红色虚线标记了一阶、二阶声学振型的幅值分布结果。由于本文所研究的单喷嘴燃烧室的长径比较大,低阶纵向声学振型和横向振型的频率差距较远,因此,图中所示的一、二阶声学振型皆是纵向型的。
图8 各工况压力脉动的时域结果
Fig.8 Pressure oscillation for different cases in time domain
图9 各测点压力脉动频域结果
Fig.9 Pressure oscillation in spectral domain
取各工况一、二阶纵向振型对应的分频幅值(Case I是稳定的,其一、二阶分频幅值相对不太明显)可以得到实际的振型图,如图 10所示。其中,相同工况的一、二阶振型采用同样的颜色表示,实线对应一阶,虚线对应二阶,并用青色虚线标记出了实际喷注面位置,绿色虚线标记出了一阶振型波节位置。从图中可以看出,对于Case II工况,除了进出口处,其一阶振型在喷注面及下游约80 mm位置处存在两个明显的波腹,该区域内压力振荡幅值相对较高,意味着该区域内压力振荡对流动过程的影响会比较显著。此外,由Case II的一阶振型可以看出,当HFCI发生时,实际燃烧室内的振型分布与理论声模态是存在很大差异的,对于本文所讨论的情况,后者的结果通常认为一阶振型或模态的波腹只存在于上下游边界处,而波腹与波节之间的幅值是线性变化的。
图 10 实际的一、二阶纵向声学振型
Fig.10 Real 1st and 2nd mode shape
从Case II中二阶振型分布情况看,氧喷嘴内部同样激发了明显的二阶纵向振型,其中存在2个明显与一阶振型空间正交(相位相反)的波节点,而相对地,这一趋势在燃烧室内并不是非常明显,相应二阶振型的幅值较低。以上结果意味着,对于此类喷嘴,当燃烧室内一阶纵向振型被激发时,其喷嘴内会先于燃烧室被激发出二阶纵向振型。Case III与Case II的上述趋势类似,唯一的区别是,Case III中,氧喷嘴内二阶振型波腹位置处的振幅与一阶振型波腹处的振幅之比要小很多。这说明,随着纵向不稳定性的提高,上述氧喷嘴二阶振型对应的能量也在不断提高。根据上述发现,实际工程中可以通过检测喷嘴内部的一、二阶纵向压力振荡的情况来判断燃烧室内是否激发了一阶纵向振型。
从Case III的结果可以看出,当前射流动能的变化量只能降低不稳定振荡的幅值,并没有从根本上改变模型燃烧室的稳定性。
2.2 燃烧室非定常压力振荡过程
从上述结果看,通过改变氧喷嘴长度和燃料射流掺混过程都会改变实际的热声耦合效果(即燃烧室压力振荡幅值的大小)。分析燃烧室非定常压力振荡过程对于揭示其维持机理具有重要意义,也是分析压力振荡对燃料射流过程影响的基础。以图 11所示Case II工况采样点SP06的压力振荡过程为例,在1个主要周期内分别取5个典型时刻,1个波峰时刻、2个波谷时刻和上升、下降段振幅1/2处,得到图 12所示3个工况下的燃烧室压力振荡过程,并分别用虚线和箭头给出了图 10所示实际一阶纵向声学振型波腹、波节位置以及该时刻的波动方向。
图 11 SP06测点压力振荡(Case II)
Fig.11 Pressure oscillation of SP06 sampling point(Case II)
从图 12中可以看到,各工况燃烧室内纵向压力波动强弱与其稳定性相互对应,稳定性最差的Case II工况振荡幅值较大,具体表现在为,T1时刻,压力波从边界开始反射,并向波腹位置对向传播; T2时刻,波腹位置处压力开始升高,直至T3时刻,2个方向的波在波腹位置处相遇,此时波腹附近的脉动压力幅值达到最大,在此之后,波腹处的脉动压力幅值开始衰减; T4时刻出现了两个反向传播的压力波,并在T5时刻传至边界附近,后者随之压力升高,如此循环往复。可以看出,上下游压力波并没有在喷注面处相遇,而是在下游约80 mm相遇,这是造成上述Case II中一阶振型在喷注面附近2个波腹的主要原因。另一方面,由于该区域是主要的燃烧释热区,根据Rayleigh准则,燃烧室内的压力波动过程因此得到了维持。显然,对于稳定的Case I工况,由于氧喷嘴长度较短,如果燃烧室内形成如Case II的波动过程,则上下游压力波相遇的地方要更靠下游,从而远离主要的燃烧释热区,造成波动过程不能得到维持。Case III的压力波动过程与Case II类似,但明显弱于后者。由于两者轴向长度相同,意味着上下游压力波相遇的位置相同,因此可以预见,出口射流动能最终改变的是主要燃烧释热区的位置或分布情况。因此,还需要对燃料非定常掺混过程进行深入分析。
图 12 不同时刻压力振荡结果
Fig.12 Pressure oscillation at different time
2.3 喷嘴非定常射流剪切过程
对于本文所讨论的气/气同轴剪切喷注形式,氧化剂和燃料通过射流剪切作用实现掺混,此过程中形成的涡的强弱一定程度上反映了掺混效率。由于喷注面附近既是声振波腹区,又靠近剪切涡形成的初始位置,因此,喷注面附近的涡量演化过程是非定常流动分析的主要对象。图 13给出了Case II工况,喷嘴出口附近T1、T3、T5时刻对应的氧质量分数分布。可以看到,受T3时刻燃烧室压力振荡的影响,流动剪切形成的氧质量分数边界层变得更为陡峭。
图 14分别给出了上述不同时刻各工况燃烧室内涡量场演化过程。从图中可以看出,不同稳定性工况下,喷嘴出口射流剪切涡量场也呈现出了显著差异,其中Case II中的涡量峰值明显高于Case I。此外,与上文描述的现象类似,T3时刻喷嘴出口附近的相干涡结构出现了剧烈的径向抖动现象,并在下游发生了聚积(见红色圆圈内)。相比之下,稳定工况Case I中内外射流剪切形成的相干涡沿径向的的分布区域较窄,主要沿流向发展,并在喷嘴下游迅速耗散。总结Case I和Case II对比结果可以得出:燃烧室纵向压力振荡会引起喷嘴出口流动剪切涡径向抖动加剧,其结果是会导致相干涡结构在下游的聚积。对于本文所讨论的气态燃料和氧化剂,这种聚积现象会导致掺混效率的提高,从而使主要的燃烧释热区更靠近喷注面。
从图 14中还可以看出,Case III与Case II涡量场的区别在于:Case III中各时刻氧喷嘴缩进段内相干涡的径向分布范围较宽,且涡量峰值对应的涡元数较多,但沿轴向没有出现类似Case II中的聚积现象。由于涡量是速度的梯度,Case III中氧喷嘴速度的增加使内外射流的速度比提高,从而使相应的涡量增加,提高了掺混了效率。然而,一方面,由于氧喷嘴速度的增加会使涡元远离喷注面的速度加快; 另一方面,根据流体力学原理[19-20],当流体涡量较强时,惯性流动占主导,涡元的抗扰动能力较强,耗散较慢。在上述因素共同作用下,虽然Case III中的主要燃烧释热区会更靠近喷注面,但其长度也会被拉长,后者实际上降低了声振敏感区的燃烧释热量,从而弱化了燃烧室的热声耦合效应,提高了稳定性。
图 13 不同时刻氧质量分数分布
Fig.13 Field of O2 at different time
图 14 不同时刻涡量场
Fig.14 Field of vorticity at different time
2.4 轴向平均参数随稳定性的变化
针对压力振荡对射流过程的影响,上文从非定常的角度进行了分析,揭示了维持HFCI现象更深入的机理和细节。然而,考虑到工程实际中平均参数更容易获得,讨论上述非定常过程导致的燃烧室平均参数随稳定性的变化规律具有重要意义。图 15、图 16分别给出了3个工况轴线上平均温度和平均燃烧释热量的分布结果。从图 15和图 16中可以看出,Case II的高温区较其他2个工况更靠近喷嘴出口波腹位置; 相对Case I,Case II的主要燃烧释热区更集中(集中在轴向位置0.18到0.3之间),也更靠近波腹区; 相对Case II,Case III的燃烧释热区较为分散(集中在轴向位置0.175～0.4之间)。基于以上对比结果可以得出:主要燃烧释热区集中程度和相对波腹的位置共同决定了燃烧室高频燃烧不稳定性,气/气同轴喷嘴出口动能的增加使燃烧释热沿轴向更加散布,有利于燃烧室稳定性的提高。
图 15 沿轴线上平均温度分布
Fig.15 Averaged temperature along axis
图 16 沿轴线上平均释热量分布
Fig.16 Averaged heat release along axis
