壁面冷卻空氣對貧油吹熄特性影響的激光診斷研究

王金石,蘇守國,蘇利民,蔡驍,王金華,黃佐華

(西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室,710049,西安)

航空發動機是飛機的核心裝置,燃燒室是其最主要的高溫部件,工作條件極為惡劣。在高溫、高壓的燃燒火焰下,燃燒室承受著高強度的熱負荷和熱沖擊負荷[1-2]。為了確保工作安全及延長燃燒室的使用壽命,對燃燒室壁面進行合理的冷卻十分必要。航空發動機燃燒室為了保護燃燒室內壁,一般會在壁面上開冷卻孔或冷卻狹縫,來自壓氣機的一部分空氣會在此進入到燃燒室中沿著壁面流動,氣膜冷卻是高效冷卻結構設計中不可缺少的一種方案[3-6]。在燃燒組織方面,現代燃氣輪機燃燒室往往采用貧油預混(LP)或貧油預混預蒸發(LPP)燃燒,以降低火焰溫度,從而減少熱力型NOx[7-9]的排放,但貧油燃燒往往會帶來如燃燒振蕩以及貧油吹熄等問題[10]。貧油熄火(LBO)極限是評價燃燒室性能的一個重要參數,特別是對于航空發動機而言[11],LBO的發生將會嚴重危害到飛機的安全運行[12]。

關于影響LBO性能的各種因素目前已經有了不少的研究。Sturgess等[13]研究了不同燃燒室負荷下背壓對LBO極限的影響,研究發現出口背壓越高,燃燒室負荷越大,LBO極限就越低。Lieuwen等[14]研究了不同燃料成分的化學動力學時間對貧油預混燃燒室LBO性能的影響。對于噴霧火焰,一些研究人員強調了液滴直徑對燃燒速率和火焰穩定性的影響,特別是在接近LBO的工況下。Hayashi等[15]研究了液滴大小對乙醇和正辛烷噴霧火焰傳播速度、結構的影響,發現在相同的油氣比下,大液滴的存在加快了燃燒速度。Mizutani等[16-17]向丙烷-空氣混合物中加入了少量煤油液滴來進行類似的研究,發現當總體油氣比不變時,隨著煤油液滴數量的增加,燃燒速度和火焰傳播速度都顯著增加,穩定燃燒的面積也得到擴大。Grohmann等[18-19]發現,預熱空氣能有效拓寬貧油吹熄極限。

航空發動機燃燒室燃燒為噴霧燃燒,涉及到噴霧霧化、液滴蒸發及混合過程,燃燒時存在著復雜的化學反應,是湍流-化學高度耦合的一個過程[20]。LBO是由化學動力學和流體力學時間尺度之間的競爭決定的,對于噴霧火焰,這些因素也會影響LBO,但由于液滴的影響,會更加復雜[21]。為了解析流動-熱-化學耦合的湍流噴霧燃燒過程,發展先進的測量技術,尤其是非接觸式光學診斷技術是非常有意義的。激光診斷技術由于其高時間和空間分辨率,高靈敏度,非接觸式測量等優勢成為了當前研究湍流噴霧燃燒的重要測量手段[22]。其中,在組分分布和火焰結構測量中,常使用平面激光誘導熒光技術。平面激光誘導熒光(PLIF)技術是將平面激光打在待測截面上,激光波長被調諧到待測組分的某個吸收線,然后該組分吸收光子,被激發到電子激發態并發出熒光。在線性區內,熒光強度與組分濃度成正比,通過觀察熒光的強弱,可以判斷出組分的相對濃度分布。PLIF具有高時間和空間分辨率、非侵入性、對多種組分敏感等優點,使其在燃燒學中得到廣泛應用[23]。

關于燃燒室壁面冷卻空氣,已經有學者做了研究。王子碩等[24]在KJ-66微型渦噴發動機模型上開展了氣膜冷卻研究,主要關注了氣膜孔排布方式和燃燒室外環的擴張孔對氣膜冷卻效果及燃燒室整體性能的影響。Wurm等[25]通過PIV技術測量了燃燒室流場,分析了旋流進氣對冷卻氣膜的影響。目前國內外在燃燒室氣膜冷卻這方面還缺少冷卻氣膜的加入對燃燒組織的影響的相關研究。燃燒室的冷卻空氣在燃燒室中沿著壁面流動,會與燃油混合并發生反應,還會影響燃燒室內的流場,改變回流區結構。為了研究冷卻空氣對貧油吹熄特性的影響,本文在一帶有氣膜冷卻的旋流燃燒室上開展了RP-3噴霧燃燒的激光診斷實驗,開展了不同壁面冷卻空氣占比的燃燒室貧熄極限測量及OH-PLIF火焰結構測量工作,并給出了壁面冷卻空氣對單頭部燃燒室貧熄特性的影響規律。

1 實驗方法及研究方案

1.1 實驗裝置

用于實驗的雙旋流模型燃燒室示意圖如圖1所示。RP-3航空煤油由使用氮氣的加壓罐供應,燃油流量由燃油質量流量計測量。使用的噴嘴是離心壓力霧化噴嘴,產生噴射到燃燒室中心的空心錐噴霧。燃燒室的橫截面為90 mm×90 mm,長度為180 mm。燃燒室周圍安裝了石英玻璃,以提供全視窗的光學訪問,其中兩面拍攝側的玻璃尺寸為90 mm×120 mm,激光入射側與透過側的石英玻璃尺寸為30 mm×120 mm,玻璃厚度均為14 mm。

(a)燃燒室整體結構

通過加熱器或常溫的空氣流過長度為2 m的DN40金屬編織管進入到入口段,入口段直徑從40 mm漸擴至90 mm。測溫測壓段為內徑90 mm,長度200 mm的圓管,圓管上安裝有熱電偶和壓力表對來流空氣進行測溫和測壓,所使用的熱電偶為K型熱電偶,測量范圍為0～600℃,壓力表量程為0～0.6 MPa。整流段橫截面為90 mm×90 mm的方形,上面安裝有一塊整流孔板(3),孔徑為4 mm,孔隙率為31%,厚度為30 mm。整流后的空氣經過兩級軸向旋流器后進入燃燒室,旋流器為兩級軸向布置,一級旋流器葉片角度為45°,內徑為19 mm,外徑為35 mm,葉片數量為8個,旋流數為0.8;二級旋流葉片角度為25°,內徑為38 mm,外徑為48 mm,葉片數量為24個,旋流數為0.4,如圖1所示。燃燒后,已燃氣體首先通過漸縮段,這能破壞燃燒場的渦流結構,由于已燃氣體溫度非常高,漸縮段采用水套進行降溫。然后已燃氣體經過臨界孔板流出,高壓環境的建立也是通過孔板實現的,在孔板處,流動達到聲速。本研究只進行了常壓下的實驗,未安裝臨界孔板。

燃燒室設有形成冷卻氣膜的結構,一方面可以吹掃玻璃壁面,具有冷卻作用,防止玻璃由于熱應力碎裂;另一方面可以影響燃燒室內部流場和燃燒場,本文旨在研究引入冷卻空氣后對燃燒場的影響。圖1(c)中,在燃燒室四側的中央設有冷卻空氣入口,然后流經狹縫形成氣膜,狹縫橫截面由2 mm×80 mm逐漸縮小至0.5 mm×80 mm。本文中流經旋流器的空氣稱為主流空氣,流量由量程1 000 L/min的空氣流量計控制;用于形成冷卻氣膜的空氣稱為壁面冷卻空氣,流量由量程300 L/min的空氣流量計控制。

1.2 實驗系統

本文使用平面激光誘導熒光技術對燃燒時的組分場進行測量。OH基熒光信號較強,壽命較長,在噴霧燃燒中其分布可以表征放熱區的位置。本文采用的OH-PLIF測量系統如圖2所示。Nd: YAG泵浦激光器(Quantel Q-Smart 1 500)產生1 064 nm的激光,激光頻率為10 Hz,接著由二倍頻晶體將激光波長調整為532 nm。隨后激光由一組反射鏡反射進入到染料激光器(Quantel Q-Scan)中被進一步調諧。染料激光器中可以添加不同組分的染料,將532 nm的激光調諧到不同的波段。本研究中使用Rhodamine 6G染料將入射激光進行調諧,并經過光柵分光產生566 nm的激光束,隨后通過BBO倍頻晶體變為283 nm的激光,此時單脈沖激光能量約為15 mJ。激光束經過片光元件得到高度約為12 mm,寬度約為0.5 mm的片光穿過燃燒室中央平面。

圖2 OH-PLIF測量系統Fig.2 OH-PLIF measurement system

OH熒光信號由ICCD相機(Andor DH334T-18U-E3)捕捉,并配備紫外鏡頭(Nikon Rayfact PF 10545MF-UV),焦距為105 mm,光圈大小為f/4.5。為了消除激光信號和雜散光的干擾,相機安裝有(310±10) nm的帶通濾波片收集OH信號。實驗中,泵浦激光器Q開關打開時向OH-PLIF的ICCD相機輸出觸發信號。ICCD相機拍攝門寬為50 ns,用于拍攝瞬時的組分場。ICCD相機的分辨率為1 024×1 024像素,拍攝范圍均為103 mm×103 mm,拍攝了從燃燒室底部到距離燃燒室底部100 mm位置處的圖像,圖像的空間分辨率約為0.1 mm/像素。ICCD相機的拍攝頻率為4 Hz,實驗中對于每個工況,連續拍攝300張圖片用于統計分析。

本文采用粒子/液滴圖像分析(PDIA)系統測量了實驗使用的噴嘴在不同噴油壓力下噴霧粒徑的分布,測量系統如圖3所示。PDIA基于陰影圖像法拍攝焦平面上孤立的液滴,通過相關算法得到每個液滴的直徑。為了實現拍攝瞬時的液滴圖像,需要持續時間極短的穩定背景光源,本文采用波長為532 nm的脈沖Nd: YAG激光器作為光源(單脈沖激光能量約為120 mJ,脈寬小于10 ns,重復頻率為10 Hz)。激光透過擴束器形成均勻的背景光,擴束器頭部的透鏡直徑為120 mm,足夠照亮整個噴霧場。使用CCD相機(ImagerProX5M, 2 456×2 058像素)連接長焦顯微鏡頭(LDM, Queststar QM1)捕捉局部液滴,視區范圍為4 mm×3.4 mm。CCD相機和顯微鏡頭安裝在電控三路定位器MC600上,位移精度為1 μm,用于捕捉不同位置的液滴圖片。利用LaVision公司的DaVis 8.0.0軟件處理陰影圖像,該軟件可以捕捉所拍攝陰影圖像中液滴的形態,數量和尺寸等信息。實驗在開放空間下進行,測試時沒有伴流空氣,僅測試噴嘴自身的噴霧粒徑分布基礎特性。

1.3 實驗工況

本工作開展的實驗工況如表1所示,其中Ua為對應工況下的空氣流量,UL為對應工況下吹熄極限的熄火空氣流量,在本文中,將實際空氣流量為該工況下的熄火空氣流量的0.75時的火焰定義為穩定火焰,實際空氣流量為該工況點下的熄火流量的0.95時的火焰定義為近吹熄工況。吹熄極限在固定實驗熱功率分別為12.5、15、17.5、20、22.5、25 kW條件下進行,其中熱功率的值為假設燃料完全燃燒所釋放的熱量,對應的RP-3航空煤油流量為0.022～0.044 L/min。本文將通過旋流器的空氣稱為主流空氣,通過燃燒室底部狹縫的空氣稱為壁面冷卻空氣,壁面冷卻空氣流量占空氣流量總和的比例稱為壁面冷卻空氣占比Xw,分別為0、0.1、0.2。主流和壁面冷卻空氣流量分別由量程為1 000、300 L/min的流量計控制。

表1 本文實驗工況表Table 1 Experimental conditions

本研究中先用增空氣法測得了6個不同燃油流量下的吹熄極限,具體操作如下:將空氣流量調節至400 L/min,開啟燃油閥門點火,待火焰穩定后,先以10 L/(min·s)的速率逐漸增加空氣流量直至火焰熄滅,此時得到吹熄極限的粗略值;然后再去尋找吹熄極限精細值,在空氣流量接近粗略值時,以總空氣流量10 L/min的階梯增加流量,其中要先調節壁面冷卻空氣的流量,因為這部分空氣對燃燒場的影響較小,待火焰穩定30 s后才繼續增加流量直至熄火。其中每個工況點的吹熄極限測量重復3次后取平均值,其誤差來源主要為空氣流量以及燃油流量的波動,最終吹熄當量比與熄火空氣流量的測量結果誤差不超過2%。對于激光診斷實驗,分別對穩定火焰和近吹熄火焰進行研究,兩者使用的空氣流量分別為熄火空氣流量的0.75、0.95倍。

2 結果與討論

2.1 噴嘴噴霧霧化粒徑分布特性

考慮到本文所使用的燃油噴嘴在不同的燃油流量(供油壓力)下的霧化效果(噴霧粒徑)會有所不同,而燃燒室中的旋流噴霧火焰的吹熄受到流場以及霧化效果的共同影響,測量了所使用的噴嘴噴霧粒徑隨燃油流量的變化關系。噴嘴為壓力霧化噴嘴,在當前實驗流量范圍內,其供油壓力為3.5～14 bar,粒徑的測量在無伴隨氣流的條件下進行,壓力霧化噴嘴的霧化粒徑隨著壓力增加而減小。燃油噴霧噴霧索特平均直徑(SMD)測量結果如圖4所示,圖4(a)給出了距離噴嘴尖端軸向距離Z為50 mm處,徑向距離分別為0、25 mm處的SMD隨燃油流量的變化,SMD也稱為D32,是液滴群表面積分布的平均直徑,其意義為與液滴群總體積相同、總表面積相同的一個液滴的粒徑,計算公式是所有測得粒徑的立方和與平方和之商[25]

(a)燃油噴霧SMD隨燃油流量的變化

(1)

式中:N為液滴數;Di為第i個液滴的直徑,μm。

對于所有工況,統計的液滴數均超過3 000,以滿足計算要求[27]。從圖4可以看出:隨著燃油流量或者說供油壓力的增加,霧化粒徑逐漸減小,在徑向距離r=0 mm處粒徑從50.1 μm降低到19.4 μm,徑向距離25 mm處粒徑從68.9 μm降低到40.8 μm。并且減小的趨勢是逐漸變緩的,可以預見隨著燃油流量的進一步增加噴霧粒徑大小會進入平臺期;徑向距離0 mm處比25 mm處的粒徑要小,這是因為所用噴霧為空心錐形噴霧(霧化夾角約為45°),其噴霧集中分布在兩側,所以噴嘴軸線上粒徑較小。

2.2 壁面冷卻空氣對吹熄極限的影響

不同燃油流量下對應的吹熄時的空氣流量及當量比(吹熄極限)如圖5所示,其中空氣流量是指主流空氣流量和壁面冷卻空氣流量之和,壁面冷卻空氣占比Xw分別為0、0.1、0.2。從圖5(a)可以看出:熄火空氣流量隨著燃油流量的增加呈線性增加趨勢,并且3個不同的壁面冷卻空氣占比下增加速率接近;壁面冷卻空氣占比越大,熄火空氣流量越大。圖5(b)中當量比的計算假定燃油充分燃燒,熄火當量比隨著燃油流量的增加出現了增加的趨勢。燃燒室熄火極限受流場組織和霧化質量的影響,由2.1節可知,噴嘴自身霧化質量隨著燃油流量的增加而提高,但隨著燃油流量的增加,熄火時空氣流量變大,而流速增加不利于火焰的穩定。在本燃燒室中,后者的抑制作用超過了前者的促進作用,導致隨著燃油流量增加熄火極限變窄;隨著壁面空氣冷卻占比的升高,熄火全局當量比下降;相同的燃油流量下,壁面冷卻空氣占比對吹熄極限的影響是非線性的,冷卻空氣占比越大帶來的影響越顯著。

(a)熄火空氣流量

吹熄極限是以全部空氣計算的,包括經過旋流器的主流空氣和壁面冷卻空氣。燃燒反應區主要集中在旋流器出口較近的區域內,而壁面冷卻空氣沿著壁面流動較難參與到燃燒區反應中,吹熄極限拓寬可能是因為壁面空氣的加入增大了總空氣流量,而冷卻空氣對燃燒反應區是否造成了影響,需要進一步的研究。

僅計算主流空氣時燃燒室的熄火主流空氣流量和熄火主流當量比如圖6所示,著重于觀察壁面冷卻空氣引入對主燃區的影響。從圖6可以看出:當壁面冷卻空氣占比為0.1時,相較不引入冷卻空氣的工況,熄火主流空氣流量略有降低,熄火主流當量比增加,僅計算主流空氣的情況下吹熄極限變窄,這是由于壁面冷卻空氣的引入降低了壁面溫度,導致熱損失增加;而當壁面冷卻空氣占比達到0.2時吹熄極限反而拓寬了,冷卻空氣除了會增加熱損失不利于主燃區火焰的穩定,還可能會促進火焰的穩定。

(a)熄火主流空氣流量

2.3 穩定火焰和近吹熄火焰OH-PLIF測量

2.3.1 瞬態OH-PLIF圖像

噴霧燃燒中OH信號的強度表征了放熱率的大小,本部分通過分析每個工況的OH強度來闡述放熱區分布和放熱強度之間的差異。燃油流量對火焰形態的影響不是十分顯著,所以使用0.022 L/min燃油流量下的OH-PLIF瞬態圖片進行分析,每個工況下典型的OH-PLIF圖像如圖7所示。圖7中頂部為燃燒室底部,火焰是倒立燃燒的,其中Z代表距離燃燒室底部的軸向距離,X代表距離燃燒室中心的徑向距離,D為旋流器出口直徑,約為42 mm。圖7(a)、(b)分別為不通冷卻空氣時穩定火焰與近吹熄火焰OH信號的分布,可知火焰形態呈V型,并且OH信號集中分布在燃燒室的兩側,在燃燒室的中央OH信號強度較低,說明燃油蒸氣和氧氣主要在V型火焰的兩側發生反應,未燃液滴和燃油蒸氣分布在OH信號的外側。對比圖7(a)、(b)可知,近吹熄工況下OH分布區域更窄,這是因為空氣流速的增加導致旋流強度增加,油氣混合程度更強,充分的油氣混合使反應在更小的區域內完成。近吹熄工況OH信號的分布更加破碎,出現了強烈的局部熄火的現象,在內回流區OH強度急劇降低,表示放熱反應在內回流區已經很少發生。

(a)Ua/UL=0.75, Xw=0

圖7(c)、(d)分別為壁面冷卻空氣占比為0.2時穩定火焰和近吹熄火焰OH信號分布。對比圖7(a)、(c)可知,當加入壁面冷卻空氣時,OH信號分布區域變窄了,分布的軸向距離也有所減小,在火焰根部附近燃燒室的中央也出現了較強的OH信號。圖7(a)、(c)對應的主流空氣流量分別為397、421 L/min,相差較小,說明兩個工況下主流空氣對流場組織和油氣混合貢獻是相當的,造成OH信號分布差異的主要原因是壁面冷卻空氣的引入對燃燒場的影響。在接近燃燒室底部的中央,流場的速度較低有利于氣體的駐留,而有放熱反應在這區域內產生有利于火焰根部的穩定。對比圖7(b)、(d),在近吹熄條件下兩工況的火焰存在相似的形態,這說明無論是否引入壁面冷卻空氣,熄火原因是火焰兩側頻繁的局部熄火和內回流區溫度的降低導致的。

2.3.2 平均OH-PLIF圖像

瞬態圖像能體現出火焰的細節結構,能對不同工況下火焰OH的分布情況以及放熱區結構進行說明。但瞬態信號存在較大的隨機性,為了對不同工況下OH強度的分布進行對比與分析,將拍攝到的300張OH-PLIF圖片進行時均化,得到平均OH信號強度分布,如圖8所示。

圖8 時均OH信號分布Fig.8 Averaged OH signal distribution

對比不通壁面(第1、2列)冷卻空氣和壁面冷卻空氣占比0.2的穩定火焰,可知兩者的相同點在于OH信號強度主要分布在V型區域內,并且V型火焰的夾角在圖像上沒有觀察到隨工況不同發生明顯的變化。不通冷卻空氣時,OH分布區域的形狀較規則,在燃燒室兩側呈“羽毛狀”對稱分布,并且其軸向長度較長,在Z/D=1.5位置處,仍有較強的OH分布。相比之下,通入冷卻空氣后,OH信號區域的軸向強度變短,在Z/D=1.5處,OH以較低的信號強度分布在更大的區域內,這可能是由于壁面冷卻空氣加強了回流的強度,使反應后的OH以及未燃混合氣輸運到更遠的位置。另外,當通入壁面冷卻空氣后,在近燃燒室底部的火焰根部中央出現了較強的OH信號區域,并且該區域面積隨著空氣流速(或者燃油流量)的增加逐漸變大。這種現象在不通冷卻空氣時是觀察不到的,在所有的工況下V型火焰的內側都存在一個三角形的“暗區”,在這個區域內OH有很低的信號強度。這可以說明壁面冷卻空氣主要影響到OH信號的分布,使OH分布更集中,且更傾向于火焰根部的位置。下游冷流的回流也可能導致內回流區溫度過低,也可能導致火焰熄滅,火焰根部存在大面積的放熱區域有利于維持火焰的穩定[28],這也是引入壁面冷空氣能拓寬吹熄極限的原因。

圖8中第3、4列分別為近吹熄條件下不通冷卻空氣和冷卻空氣占比為0.2的OH平均圖像?？芍獌煞N工況下OH都集中分布在V型火焰的兩側,中央OH信號強度很低,在軸向分布上,通入壁面空氣的工況OH區域略有變短,火焰的夾角相較穩定火焰在圖像上觀察向外擴張的趨勢。對于預混火焰,火焰反應區的穩定位置在很大程度上取決于當地流速和局部湍流燃燒速度,當地流速減小或者湍流燃燒速度增加,都會使反應區向外移動,導致火焰夾角變大。但是噴霧燃燒為擴散燃燒方式,當量比分布不均勻,與預混火焰存在較大的差別。

不同工況下的火焰夾角如圖9所示,可知在相同的壁面冷卻空氣占比下,近吹熄工況要比穩定工況的火焰夾角更大,近吹熄工況下空氣流速更高,只考慮空氣流速的增加反應區應該向內移動,那么只能說明當地湍流燃燒速度也隨之增加,并且近吹熄工況下OH只分布在V型火焰的兩側也可以說明這一點,因為湍流燃燒速度可以等價于燃油的質量消耗率,近吹熄條件下燃油是在更短的時間內反應完成的。當引入壁面冷卻空氣后,火焰的夾角也明顯增加,這也可以說明冷卻空氣的引入增加了主反應區的燃燒速度,這可能是由于破壞了外回流區結構,加強了旋流器附近主反應區油氣的摻混,具體的原因需要結合其他測量手段進行解釋。綜上,在引入壁面冷卻空氣后,一方面由于V型火焰兩側的當地燃燒速度增加,從而導致釋熱率增加使火焰更加穩定,另一方面由于火焰中央低流速區也出現了相當高的OH強度,起到了一定的穩焰作用。

圖9 不同工況下的火焰夾角Fig.9 Flame angle under different working conditions

2.4 燃燒室冷態米氏散射測量

上文已經給出壁面冷卻空氣對燃燒室穩定和近吹熄燃燒場的影響,得出了冷卻空氣的引入極大地影響到放熱區分布的結論。燃燒室內放熱區的分布與油氣分布密切相關,為了研究不同工況下的燃油分布情況,本文還對燃燒室進行了冷態條件下受限空間內伴流噴霧米氏散射的測量,實驗工況和表1保持一致。米氏散射信號可以反映出大液滴和液滴云的分布區域,由于瞬態信號不直觀,僅給出了平均后的結果,如圖10所示?？芍诓煌ㄈ氡诿胬鋮s空氣時,燃油分布區域也是呈V型的,主要分布在燃燒室的兩側,并且在回流區的作用下,有相當大面積的液滴團分布在Z/D=1.5的位置處,這和上節中OH信號的分布區域一定程度上吻合。雖然冷態條件下燃油分布和熱態條件下有較大的不同,但也能提供一些參考,未引入冷卻空氣時OH信號分布軸向距離更長的現象有一部分是由燃油分布的位置決定的。值得注意的是,無論是穩定火焰還是近吹熄火焰對應的工況,隨著空氣流速的增加,燃油分布區域的形狀并沒有發生變化,這也可以說明主流空氣的增加對燃油分布位置影響并不明顯。

圖10 燃燒室內米氏散射測量到的燃油分布Fig.10 Fuel distribution measured by Mie scattering in the combustion chamber

而引入壁面冷卻空氣后,燃油分布出現了較大的變化。當燃油流量為0.022 0 L/min時,此時燃油流量和空氣流量都比較小,燃油主要呈“郁金香狀”分布在燃燒室底部附近,有少量的液滴團彌散在下方的V型空間內。當燃油流量升高到0.039 8 L/min時,燃油分布又呈現V型分布,但是和未引入冷卻空氣時相比燃油更集中分布在靠近燃燒室的火焰根部位置,下游的燃油濃度較低。這些和上文中OH信號的分布相對應,正是由于引入壁面冷卻空氣后,在火焰根部和靠近燃燒室底部中央的位置存在一定濃度的燃油才促使熱態場中對應位置局部當量比提高,更容易形成穩定的火焰。

3 結 論

本文利用一個部燃燒室研究了壁面冷卻空氣對RP-3航空煤油旋流噴霧燃燒貧油熄火特性的影響。主要的研究結論如下。

(1)隨著燃油流量增加,由于空氣流速的提高熄火全局當量比逐漸增加。引入壁面冷卻氣膜后,無論是以全局空氣量計算還是以主流空氣量計算,壁面冷卻空氣占比達到0.2時,可以極大地拓寬燃燒室的貧油吹熄極限。

(2)OH-PLIF測量結果表明,不引入壁面冷卻空氣時,穩定火焰和近吹熄火焰都呈V型分布,近吹熄火焰中央OH強度較低;引入壁面冷卻空氣后,OH更集中分布在靠近燃燒室底部的火焰根部,這將有助于火焰的穩定,并拓寬吹熄極限。

(3)對冷態燃油分布的研究表明,引入壁面冷卻空氣后就可以使燃油分布區域產生巨大的變化,更集中分布在燃燒室底部附近,這將導致火焰根部局部當量比提高,更容易穩定火焰,拓寬吹熄極限。