目前针对湍流燃烧试验研究常用的燃烧器有简单喷管燃烧器、引燃喷管燃烧器、钝体稳定喷管燃烧器及漩流稳定燃烧器。这些燃烧器通常由中央喷射流和外围协流两部分组成。中央喷射流一般为燃料或可燃混合气, 外围协流通常使用一定速度的冷态的空气, 通过与中央射流的相互作用, 形成高温的再循环区域以稳定中央喷射火焰并提供其燃烧所需氧气成分^[8]。

可控活化热氛围燃烧器为射流燃烧提供了一个理化条件恒定的几何空间, 解决了在实际发动机和压缩机上不能实现稳定冷焰火焰而在定容弹上不能实现稳定连续火焰燃烧的问题^[9]。目前, 美国加州大学伯克利分校燃烧分析实验室^[10]、澳大利亚悉尼大学燃烧实验室^[11]和同济大学汽车学院内燃机燃料喷射与燃烧研究所分别拥有一套可控热氛围燃烧试验装置, 该燃烧装置已被湍流扩散燃烧国际学术组织TNF(Turbulent non-premixed flames)Workshop列入了模型燃烧器(Model combustor)之一^[12]。

可控活化热氛围燃烧器结构如图1所示。中央喷射流一般为燃料或可燃混合气, 环绕中央射流的为H₂/Air混合气预混合稀薄燃烧平坦火焰的高温产物。协流的理化特性包括热氛围及氧氛围可以通过控制协流预混合燃烧来进行调节, 因此可以很方便地研究不同热氛围、氧氛围下的中央喷管燃料的喷射燃烧, 得出喷射燃料混合气自燃着火的理化条件, 从而研究湍流反应流中的自燃现象及其燃烧稳定性。

图1

Fig.1

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	图1 热氛围燃烧器示意图Fig.1 Schematic diagram of thermo-atmosphere combustor

由于中央喷管的燃料供给是独立于协流预混合气制备之外, 中央射流的燃料选择具有较大的灵活性, 既可以为气体燃料也可以为液体燃料。通过调节协流预混合气中氢气及空气流量可以实现热氛围温度在500~1500 K内变化, 该温度范围基本涵盖了各种气体燃料或液体燃料的自燃点^[13]。

火焰燃烧系统总成由多孔燃烧盘、外层挡圈、中央喷嘴3部分组成。燃烧器简单的同轴性构造使得研究化学反应与湍流之间关系更为方便。同时, 开放式的燃烧空间可以方便地进行激光精确测量, 友善的边界条件及简单的同轴喷射流设计对开展数值模拟研究极为便利^[14]。

Tacke等^[17]利用激光诱导荧光LIF方法对H₂/N₂湍流扩散火焰的稳定起升点进行了研究。数据表明, 火焰起升高度对于火焰长度和射流远端区域几乎没有影响。提出了获取稳定起升点反应组分和温度数据的新方法, 结果表明:稳定火焰起升点对于混合气体化学计量比变化不敏感, 说明火焰稳定机理需要考虑大尺度湍流结构。

悉尼大学燃烧实验室在可控活化热氛围燃烧器上研究了不同气体的喷射起升火焰^[18], 分别使用甲烷、丙烷和丁烷和空气预混后从燃烧器中央喷管射入热氛围, 并记录火焰长度和火焰基部的位置, 描述了火焰起升高度与射流出口速度和协流速度的关系。结果表明:随着稳定燃烧点远离喷嘴口, 起升火焰对于射流出口速度的敏感性降低。根据试验结果制作了详细的试验数据库, 为其他研究尤其是数值模拟计算提供了良好的数据支持。

加州大学伯克利分校在Tacke等^[17]的研究基础上, 利用可控活化热氛围燃烧器对H₂/N₂湍流喷射火焰进行了进一步的试验研究和数值分析^[19]。通过激光诱导荧光LIF激光设备实现了温度以及组份质量分数的同场测量。利用涡耗散模型(EDC)和PDF模型对湍流燃烧进行模拟。EDC模型假设化学反应速率与湍流混合速率相比无穷快, 湍流燃烧过程由燃料和氧化剂的混合过程控制忽略了复杂的化学反应动力学作用。PDF模型^[20]认为在湍流扩散燃烧中, 燃料和氧在任何一点上是无法瞬时共存的。燃料、氧、产物以及温度在此模型假定下的瞬时值与当地的混合分数像层流一样呈线性关系。根据设定的PDF求积分可以得到相应的时均值。试验结果表明火焰的起升高度为H/d=10, 与模拟结果较为接近。通过对着火稳定区域多标量的瞬时测量以及计算得到层流火焰厚度和湍流强度, 从而得出在着火稳定区有较厚的湍流部分预混合火焰的结论。

剑桥大学的Mastorakos等^[21]对H₂在热氛围中的自燃现象进行了试验和数值研究, 通过检测OH找出了火焰起升高度的变化规律。同时还研究了背景温度对点火时间的影响。燃烧模型采用条件矩封闭模型。图2为点火时间随空气温度变化规律的试验和模拟结果对比。图中L_min和L_ave分别为着火点轴向位置的最小值和平均值, 它们与入流空气速度U_a的比值为点火时间的不同定义方式; CMC为条件矩封闭模型模拟所得的点火时间; L_t为湍流长度尺度; u'为湍流速度波动。由图3可知模拟结果与试验吻合较好。

图2

Fig.2

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	图2 不同时间定义下的点火时间随空气温度变化的试验结果与不同入流空气湍流强度和长度尺度下的CMC模拟结果对比Fig.2 Comparison of predicted with measured ignition times for different time definitions and input air turbulence intensities and lengthscales

Cabra等^[10]在热氛围燃烧器上对H₂/N₂湍流起升火焰进行了试验和模拟研究。测量结果表明火焰基部存在较厚的湍流反应区域。试验和模拟结果均表明, 热氛围燃烧产物与反应物之间的混合和小尺度再循环能够保证湍流预混合火焰的传播以及随后混合气的快速点燃。以上述研究为基础, Cabra等^[22]采用相同的设备对低温下的甲烷喷雾燃烧进行了扩展研究。试验的基础工况(Base case)为:中央射流组分为体积分数33%的CH₄和体积分数67%的空气; 射流速度为100 m/s; 协流速度为5.4 m/s; 对应的火焰起升高度H/d≈ 35(图3中Base区域), 此工况下试验与模拟数据吻合良好。基础工况的试验数据显示:当探针体在稳定火焰区时, 由于探针体内瞬时的起升火焰波动, 反应标量呈现出拓宽的双峰分布。同时对火焰起升高度影响因素的研究表明, 在一定范围内射流速度、协流速度和协流温度都与起升高度呈线性关系, 并且起升高度对协流温度最为敏感。PDF模型计算的结果与此基本一致, 但该模型未能预测出协流速度对起升高度的影响, 如图3所示。

图3

Fig.3

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	图3 不同射流速度下CH4/air火焰起升 高度对协流速度变化的敏感度Fig.3 Sensitivity of CH4/air flame liftoff height to coflow velocity, with jet exit velocity as a parameter

Cornell大学的Cao采用联合PDF方法对中央射流为H₂/N₂混合气的可控活化热氛围燃烧器进行了数值模拟^[23]。由试验结果可知, 起升火焰的稳定高度对协流温度极为敏感, 远超射流速度和燃料起始温度。模拟结果很好地体现了这种敏感度, 且与速度、混合分数和产物种类的试验结果符合良好。

Gordon等^[24]使用激光多普勒测速仪(LDV)对喷入协流热氛围中的甲烷起升火焰稳定特性进行了研究, 并与氢气起升火焰特性进行了对比。图4为不同协流速度下氢气火焰起升高度(以轴向位置与喷孔直径的比值x/D表示)随协流温度的变化规律。图4中协流速度为3.5 m/s时对应的(a)(b)(c)三条曲线分别为相同试验条件下的三组试验数据, 其中Wu et al对应曲线为文献[11]中Wu等使用相同燃烧器针对相似火焰进行研究所得的试验数据。由图4可知, 氢气火焰起升高度对于协流温度的敏感度较高, 继续升高协流温度, 火焰起升高度趋于稳定。结果表明:甲烷火焰对于协流温度和速度等控制参数的敏感度远小于氢气, 且在1375~1450 K温度范围内随这些参数呈线性变化。与氢气不同, 甲烷火焰并未出现由自燃向预混合火焰传播的变化。火焰起升高度的变化不会影响射流火焰的形态。

图4

Fig.4

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	图4 不同协流速度下氢气火焰起升高度 随协流温度的变化规律Fig.4 H2 flame lift-off height versus coflow temperature at different coflow velocities

Wu等^[25]利用LDV对H₂/N₂射流火焰和无反应空气射流的湍流结构进行了试验研究。结果表明:对于无反应情况下的空气射流, 速度核心区由于射流和协流的密度比较高而缩短; 而对于H₂/N₂射流, 速度核心区的长度主要受到射流上游区域由火焰导致的湍流流动的影响。在射流中心线上H₂/N₂射流的轴向速度高于空气射流, 而相对的湍流强度则低于空气射流。

Patwardhan等^[26]利用条件距封闭(CMC)模型对H₂/N₂湍流射流起升火焰进行了模拟研究。CMC模型是20世纪90年代Klimenko^[27]和Bilger^[28]分别独立提出的, 该模型没有对标量场做任何近似假定, 具有严格的理论基础, 该模型方程中的化学反应源项在一阶水平上封闭, 即可以采用组分和温度的条件平均值计算平均化学反应速率, 流动和反应可以解耦。Patwardhan等^[26]针对不同的射流速度和协流温度T_c进行了模拟, 结果与试验数据吻合良好。结果表明:在T_c为1025 K和1080 K时, 火焰区域内部化学项平衡了分子扩散项, 因此火焰呈扩散火焰面结构, 而预燃区域的结构取决于协流温度。在低协流温度下, 火焰起升高度受到湍流预混合火焰传播过程的控制; 而在高协流温度下主要受到自燃现象的控制。

Navarro-Martinez等^[29]对协流热氛围中的甲烷火焰进行了模拟研究。使用速率控制约束平衡法(RCCE)对化学反应机理进行简化, 使用大涡模拟(LES)结合条件距封闭方法(CMC)对湍流与化学反应动力学的相互作用进行建模分析。RCCE是简化化学反应机理的系统方法, 能够降低仿真计算成本。通过RCCE系统能够计算CMC方程中的条件源项。LES是一种湍流反应流的微观模拟方法, 可以揭示湍流对反应影响的微观结构, 得到精确度很高的瞬态流场, 且计算量比直接数值模拟小得多。模拟结果表明, 热协流条件下的甲烷火焰受到自燃现象控制, 对化学反应机理比较敏感。

Stankovi c'等^[30]使用非稳态层流火焰面方法对经氮气稀释的氢气射流的自燃过程进行了数值分析。主要关注内容为自燃延迟时间和由5种化学反应机理得到的反应活性最高的混合物组合成分。全面地研究了协流温度、条件标量耗散率和混合物分数空间精度对自燃过程的影响。

图5为使用不同反应机理所得的协流温度对自燃延迟期的影响模拟结果, 由图5可知, 自燃延迟期随协流温度的升高而降低。此外, 还对比了混合分数等于0.5时采用最大标量耗散率的AMC模型的模拟结果和在整个混合分数值范围内采用恒定的条件标量耗散率的模拟结果。研究结果还表明, 在氮气稀释程度不高的情况下, 以升高温度作为自燃发生的判据与以提高OH基质量分数作为自燃发生的判据所得的自燃延迟期结果基本相同。

图5

Fig.5

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	图5 协流温度对自燃延迟时间的影响Fig.5 Influence of co-flow temperature on auto-ignition delay time

Johannessen等^[31]对经氮气稀释的H₂/Air非稳态火焰的自燃特性进行了试验研究。非稳态射流火焰迅速点火, 随后逐渐熄灭。通过噪声采集和纹影高速摄影对非稳态火焰进行研究, 得出由火焰熄灭到再燃现象发生的频率是关于氮气稀释摩尔分数、协流当量比和射流速度的函数。试验结果表明:再燃火现象是由自燃主导的, 点火频率起初随着氮气稀释比例提高而增大, 达到最大值后, 继续增大氮气稀释比例, 点火频率反而减小。若协流当量比增大, 则需要更高的氮气稀释比例以使火焰达到非稳态。经过氮气稀释后的射流火焰的反应速率降低, 而动量增加。非稳态射流火焰的再燃现象是由化学反应和湍流混合过程共同控制的。此外, 通过噪声采集方法所得的结果与高速摄影法相符, 证明了该方法可以用来研究非稳态氢气射流火焰。

Dibble等^[19]利用集成激光衍射(Ensemble light diffraction, ELD)测量技术对甲醇以及甲醇和水的混合燃料在燃烧器中活化热氛围下的喷射液滴大小进行了研究。甲醇燃料的喷射速度为0.5 g/s; 协流空气流量为40 g/s; 氢气流量为0.35 g/s; 未燃协流速度为1 m/s。燃烧器中央热氛围温度为955 K。在甲醇与水混合物中的研究结果表明, 由于水分子的黏度比甲醇分子大, 所以混合燃料中水分子体积分数越大, 混合液体的颗粒大小也就越大。

Cabra等^[32]还利用RFA(Real-time fuel-air analyzer)装置, 对甲醇在协流中喷雾的蒸发进行研究。在研究甲醇的径向扩散时, 不同于ELD的路径平均测量, RFA提供了三维空间上的测量信息。试验结果表明, 燃料浓度的不均匀以及较高的RMS是局部产生NO_x的潜在因素。

邓俊等^[33]利用高速摄影技术研究了柴油高压喷雾在活化热氛围下的自燃特性。结果表明, 不同协流温度下起升火焰稳定机理不同:低协流温度下喷雾火焰的稳定受自燃现象控制; 高协流温度下火焰的稳定是火焰传播速度与燃烧供应速度平衡的结果。滞燃期受协流温度的影响较大, 且呈非线性关系。当协流温度低时, 滞燃期随温度上升迅速减小; 当协流温度高时, 滞燃期随温度上升而减小的趋势变缓。

图6为不同协流温度下喷孔直径和启喷压力对滞燃期的影响, 其中油泵转速为800 r/min; 启喷压力为20MPa。喷油系统参数对柴油喷雾滞燃期有一定的影响, 影响程度与协流温度有关。协流温度越低, 滞燃期受喷孔直径、启喷压力的影响越大。喷油系统参数对滞燃期的影响主要体现在两个方面, 即改善喷雾效果从而降低物理滞燃期以及由于喷雾锥角或贯穿速率增加导致的物理滞燃期缩短。

图6

Fig.6

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	图6 喷孔直径和启喷压力对滞燃期的影响Fig.6 Influence of nozzle diameter and injection pressure on auto-ignition delay

张旭升等^[34]对生物柴油在常压下的喷雾特性和在可控活化热氛围内的燃烧特性进行了研究。图7为不同油泵转速下生物柴油和柴油喷雾特性的对比结果(B代表生物柴油, D代表柴油), 从图中可以看出:生物柴油的喷雾贯穿距离大于普通柴油, 喷雾锥角显著小于柴油喷雾(油泵转速为600 r/min时, 锥角仅为柴油一半)。随着生物柴油和柴油混合比的增加, 混合燃料的滞燃期先减小后增大, 但始终低于普通柴油, 自燃点的分布更加广泛, 且火焰温度低于普通柴油。在柴油单缸机上的燃烧特性表明, 随着生物柴油混合比例的增加, 生物柴油着火时刻提前, 燃烧放热率峰值逐步降低。生物柴油混合燃料的NO_x排放随着混合比例的增加而增加, 尤其对高比例混合燃料更加明显; 同时, 生物柴油混合燃料的粒径分布对燃料中的硫含量非常敏感。

图7

Fig.7

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	图7 生物柴油和柴油喷雾特性比较图Fig.7 Spray characteristics comparison between Biodiesel and Diesel

包堂堂等^[35]采用条件矩封闭(CMC)模型与三维计算流体动力学软件相耦合, 建立了活化热氛围中的柴油喷雾燃烧模型, 分析了燃料自燃临界温度随环境压力的变化, 研究了临界温度附近柴油喷雾燃烧特性。结果表明, 随着环境压力的增加, 自燃临界温度基本维持在1048 K附近, 说明环境压力并不是影响临界温度的关键因素。在模拟条件下, 当协流温度接近临界温度时, 2 K的协流温度变化即可引起火焰温度及OH、H、HO₂等中间组分的分布产生较大变化(超过100%), 进而对燃烧过程产生较大影响。

龚慧峰等^[36]对可控热氛围下正庚烷液滴流燃烧火焰特性进行了研究, 利用超声雾化液滴流制备系统雾化成液滴群, 由载气流将其从喷管喷出形成液滴流, 并作为中央射流引入到热氛围燃烧器中。分析了液滴流贯穿高度、火焰起升高度、火焰高度、宽度等参数的变化规律。结果表明:液滴流燃烧时呈淡蓝色预混火焰, 但液滴流浓度增大、热氛围温度升高时会产生暗红色尾焰; 液滴流贯穿高度、火焰起升高度和火焰宽度都随热氛围温度升高而减小。图8为火焰起升高度随热氛围温度的变化, 图中⌀为正庚烷液滴流总体当量比。由图8可知, 随着热氛围温度上升, 火焰起升高度先减小后增大, 且在高温区随当量比增大而升高。这是因为热氛围温度的升高加快了可燃混合气的形成和燃料的化学反应进程, 而液滴流浓度的增大使液滴无法及时完全蒸发, 因此部分液滴无法实现预混燃烧而在随载气气流运动到液滴流下游时发生扩散燃烧, 从而出现暗红色尾焰, 使火焰起升高度变大。燃料流量增大使液滴流贯穿高度和火焰起升高度降低, 火焰宽度增大; 载气流量增大使液滴流贯穿高度减小, 火焰起升高度在高温区减小, 在低温区增大。

图8

Fig.8

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	图8 正庚烷液滴流火焰高度随热氛围温度的变化Fig.8 Flame height of droplet streams with temperature

贺孝愚等^[37]研究了活化热氛围下润滑油的滞燃期, 以探究润滑油成分对自燃特性的影响。试验发现随着温度的升高, 润滑油的滞燃期显著减小。不同基础油、清净剂种类和钙含量都对润滑油的滞燃期有明显影响。随着润滑油运动黏度的增加, 滞燃期增大; 随着钙含量的增加, 滞燃期减小; 蒸发损失对滞燃期没有明显影响。

张旭升等^[38]在可控活化热氛围中对生物柴油和柴油混合燃料燃烧特性进行了研究。结果表明, 随着生物柴油体积分数增大, 混合燃料滞燃期先减小后增大, 但均低于普通柴油。随着协流温度的升高, 纯生物柴油的滞燃期逐步下降。而生物柴油燃料体积分数的增大, 则会逐步减小燃烧持续期; 略微增加燃料氧质量分数可以明显降低燃烧持续期。同时, 燃料喷射自燃的位置分布更加广泛。

Wu等^[39]通过高速摄影机对汽油/柴油混合燃料在热氛围燃烧器中的喷雾燃烧特性进行了试验研究。协流温度对不同当量比混合燃料的火焰起升高度的影响结果如图9所示。图中, D0、D20、D60、D100分别指柴油(Diesel)体积分数为0%、20%、60%、100%的柴油/汽油混合燃料。从图9可以看出:在高协流温度下, 混合燃料火焰起升高度随着柴油比例增大而增大, 点火延迟变长; 在低协流温度下, 柴油比例增加会导致火焰起升高度降低, 点火延迟变短。试验条件下柴油与汽油同时发生自燃的协流平衡温度定义为T_S, 约为1117 K。

图9

Fig.9

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	图9 协流温度对火焰起升高度的影响Fig.9 Effect of co-flow temperature on lift-off height

为了进一步揭示混合燃料喷雾燃烧机理, Wu等^[40]以试验数据为基础, 使用涡耗散(EDC)模型建立了燃烧模型。模拟结果表明, 在较低的协流温度下, 较低的雾化速度和较低的脱氢反应活化能导致正庚烷自燃先于汽油发生; 在高协流温度下, 异辛烷先于正庚烷发生自燃, 自燃延迟主要取决于燃油蒸发和扩散速率。增大喷射压力和背压会增大平衡温度T_S, 且背压变化对于T_S的影响远高于喷射压力。

包堂堂等^[41]利用超声雾化设备制成了柴油/汽油混合燃料多液滴群, 并在可控活化热氛围燃烧器上对燃烧特性进行了研究。结果表明:改变混合燃料掺混比、进给速度、空气流量, 多液滴群自燃火焰形状显著改变, 随着柴油掺混比的增大, 火焰起升高度增加, 宽度减小; 改变燃料进给速度和空气流量会影响了混合燃料的燃空当量比及中央射流速度, 进而影响燃料的燃烧特性。协流温度升高, 混合燃料自燃起升高度降低、火焰宽度及长度减少、且亮度增加。该研究是对Wu等^[39]研究成果的补充和印证。

张青和包堂堂等^{[42, 43]}利用可控热氛围燃烧系统提供的稳定均匀温度场研究了不同混合比例、背景温度和喷射压力下丙烷/柴油混合燃料的喷雾及自燃特性。结果表明, 相对于纯柴油燃料混合燃料喷雾轮廊更为饱满, 最大喷雾宽度出现位置更靠近喷雾前锋面。图10为不同混合比的4种燃料喷雾贯穿距和喷雾锥角随背景温度的变化情况, P0、P5、P10、P20分别为丙烷(Propane)体积分数为0%(即纯柴油)、5%、10%、20%的丙烷/柴油混合燃料。对比图中曲线可知, 随着丙烷体积分数的增大, 喷雾的最大贯穿距离减小, 喷雾锥角变大; 最大贯穿距离和喷雾锥角随背景温度的升高而减小, 其中丙烷/柴油混合燃料对背景温度的变化更为敏感。混合燃料着火延迟期表现出多阶段的变化规律, 在较低的协流温度下, 丙烷比例增加, 着火延迟期显著增大; 而随着协流温度的升高和丙烷体积分数的增大, 使得喷雾着火延迟期先减小后增加; 协流温度继续增大后, 丙烷体积分数增大, 喷雾着火延迟期单调减小。

图10

Fig.10

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	图10 生物柴油和柴油喷雾特性比较图Fig.10 Spray characteristics comparison between Biodiesel and Diesel