双旋流燃油燃烧特性的实验研究与数值模拟

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上海交通大学硕士学位论文双旋流燃油燃烧特性的实验研究与数值模拟硕士研究生：李腾辉学号：1120209224导师：臧述升研究员申请学位：工学硕士学科：动力工程及工程热物理所在单位：机械与动力工程学院答辩日期：2015年2月授予学位单位：上海交通大学 DissertationSubmittedtoShanghaiJiaoTongUniversityfortheDegreeofMasterEXPERIMENTALANDNUMERICALSTUDYONOILFLAMESTRACTUREOFADUAL-SWIRLERCandidate：LiTenghuiStudentID:1120209224Supervisor：Prof.ZangshushengAcademicDegreeAppliedfor：MasterofEngineeringSpeciality：PowerMachineryandEngineeringAffiliation：SchoolofMechanicalEngineeringDateofDefence：Feb,2015Degree-Conferring-Institution：ShanghaiJiaoTongUniversity 上海交通大学学位论文版权使用授权书本学位论文作者完全了解学校有关保留，、使用学位论文的规定同意学校保留并向国家有关部口或机构送交论文的复印件和电子版，允许论文被查阅和借阅。本人授权上海交通大学可将本学位论文的、全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可Ｗ采用影印缩印或扫描等复制手段保存和汇编本学位论文。保密□，在＿年解密后适用本授权书。本学位论文属于不保觀／＂＂（请在上方框內打Ｖ）学位论文作者签名：指导教师签名：日期办年＞月日＾ 上海交通大学学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文《双旋流燃油燃烧恃性实验研究与数值模拟》，是本人在导师的指导下，独立进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体己经发表或撰写过的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，巧已在文中科明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。学位论文作者签名；言艇Ｉ公咕Ｌ王日期：年月化 上海交通大学硕士学位论文双旋流燃油燃烧特性的实验研究与数值模拟摘要为满足现代航空发动机变工况运行特性，双旋流燃烧器应运而生。但是目前对双旋流器火焰结构的可视化研究较少。本文主要对双旋流燃油燃烧器的火焰结构及燃烧特性进行了实验研究和数值模拟。关注点主要在于探究当量比，双旋流器内叶片安装角及双旋流器内外旋流器相对旋向对火焰结构及燃烧特性的影响，并试图从流场结构入手分析产生这些影响的原因。实验中采用平面激光诱导荧光（OH-PLIF）技术对火焰结构进行诊断，使用热电偶及气体分析仪对燃烧特性进行测量。在对火焰结构进行定量分析的过程中，本文定义了火焰发展轨迹曲线，火焰偏转角，火焰起始偏角及火焰面积等四个定量参数。在数值计算部分，使用Fluent软件对实验工况下的燃烧过程进行数值模拟，并比照实验结果对数值模拟结果的准确性进行分析。最后使用数值计算中得到的流场数据，对双旋流器燃油火焰的位置及形状进行了分析。研究结果发现：当量比和可以连续变化的双旋流器几何参数对火焰结构的影响都存在一个特征值，这些特征值将影响火焰结构的变量划分为不同的区间，在每一个区间内，不同类别的变量对火焰结构的影响强弱不同；内外旋流器的相对旋向对燃烧室出口温度分布的不均匀性几乎没有影响，但同向双旋流器的NO排放比反向双旋流器低。内旋流器叶I 上海交通大学硕士学位论文片安装角越大，NO排放越低，但其对燃烧室出口温度分布没有规律性影响。双旋流器燃油火焰稳定存在于流场中一个特定区域内，当量比会影响该区域的特点，在高当量比下，该区域内径向速度处于最小值，而在低当量比下，该区域内切向速度处于最小值。关键词：双旋流器、燃油燃烧、OH-PLIF、火焰结构、燃烧特性II 上海交通大学硕士学位论文EXPERIMENTALANDNUMERICALSTUDYONOILFLAMESTRACTUREOFADUAL-SWIRLERABSTRACTTomeetthemodernaero-engineoperatingcharacteristicsinvariablecondition,dual-swirlburneremerged.However,thereislessresearchonvisualizationindual-swirlerflamestructure.Thispaperfocusesontheflamestructureandcombustioncharacteristicsofdual-swirleroilburnerwiththemeanofconductedresearchandnumericalsimulation.Themainfocusistoexploretheinfluenceofequivalenceratio,theinnerswirlervaneangleandtherotationofthetwoswirlerontheflamestructureandcombustioncharacteristics,andtryingtoanalyzethereasonsfortheseeffectsfromtheflowstructure.Experimentsusingaplanarlaser-inducedfluorescence(OH-PLIF)techniqueforthediagnosisofflamestructureandusethermocouplesandgasanalyzersforcombustioncharacteristicsmeasuring.Forthepurposeofanalyzingflamestructurequantitatively,thispaperdefinestheflametrajectorycurve,theflamedeflectionangle,theflamestartangleandtheareaofflame.Inthenumericalpart,usingFluenttosimulatethecombustionprocessintheexperimentconditions,andcomparingtheexperimentalresultswiththesimulationresultstomutatisIII 上海交通大学硕士学位论文mutandistheaccuracyofnumericalsimulationresults.Finally,usingthedataobtainedinthenumericalcalculationoftheflowstructuretoanalyzethepositionandshapeofthedual-fuelflame.Studyfoundthat:Theinfluenceoftheequivalenceratioandthevariableofthedual-swirlergeometrystructurewhichcancontinuouschangeonflamecharactershasacharacteristicvalue,thevalueofthesecharacteristicswillbedividedintodifferentsections,ineachinterval,therewillbeonevariableaffectsthecombustioncharactersdeterminatively;Therelativerotationoftheinsideandoutsideswirlerhaslittleimpactonthetemperaturedistributionofthecombustoroutlet,butsameonehasalowNOemissioncomparingwiththeoppositeone.Thevaneangleoftheinnerswirlerisbigger,theNOemissionsislower,butitdoesn’thasaregulareffectonthedistributionofthecombustorexit.Dual-swirleroilflamestabilizesinanareaofflowfieldwithspecificfluidvelocity,theequivalentratiowillaffectthecharacteristicsoftheregion,atahighequivalentratio,theregionlocatewhereradialvelocityisminimum,andatalowequivalenceratio,theregioninthetangentialvelocityisataminimum.KEYWORDS:dual-swirler,oilflame,OH-PLIF,flamestructure,combustioncharactersIV 上海交通大学硕士学位论文目录摘要.......................................................................................................IABSTRACT..........................................................................................III第一章绪论......................................................................................-1-1.1研究背景........................................................................................................................-1-1.2旋流的特点....................................................................................................................-1-1.2.1涡流破碎.............................................................................................................-2-1.2.2旋流对燃烧的影响.............................................................................................-2-1.3双旋流器研究现状........................................................................................................-3-1.3.1双旋流器的结构参数.........................................................................................-3-1.3.2双旋流器流场特性研究现状.............................................................................-4-1.3.3双旋流器雾化特性研究现状.............................................................................-6-1.3.4双旋流器火焰结构研究现状.............................................................................-7-1.3.5双旋流器燃烧室性能研究现状......................................................................-10-1.4本文研究的意义.........................................................................................................-11-1.5本文主要的研究工作.................................................................................................-11-第二章双旋流器燃油火焰实验装置及测量系统.........................-13-2.1喷嘴雾化特性实验.....................................................................................................-13-2.1.1喷嘴雾化特性测量装置..................................................................................-13-2.1.2喷嘴雾化特性测量方法..................................................................................-14-2.2双旋流器燃油燃烧实验系统.....................................................................................-15-2.2.1实验系统概述..................................................................................................-15-2.2.2双旋流器结构..................................................................................................-16-2.2.3可视化燃烧室..................................................................................................-18-V 上海交通大学硕士学位论文2.2.4供气系统..........................................................................................................-19-2.2.5燃油系统..........................................................................................................-20-2.2.6点火系统..........................................................................................................-20-2.2.7温度测量系统..................................................................................................-21-2.2.8排放测量..........................................................................................................-22-2.3平面激光诱导荧光（PLIF）系统..............................................................................-23-2.3.1PLIF测量原理...................................................................................................-23-2.3.2PLIF系统构成...................................................................................................-24-2.4本章小结.....................................................................................................................-25-第三章双旋流器燃烧实验.............................................................-26-3.1压力雾化喷嘴性能测量.............................................................................................-26-3.1.1压力雾化喷嘴流量校核..................................................................................-26-3.1.2压力雾化喷嘴雾化锥角校核..........................................................................-27-3.1.3压力对喷嘴雾化粒径的影响..........................................................................-28-3.1.4压力对该喷嘴雾化液滴速度的影响...................................................................293.2燃烧实验方案及工况.................................................................................................-31-3.3火焰结构的定性分析.................................................................................................-32-3.3.1当量比对火焰形状的影响..............................................................................-33-3.3.2旋流器叶片安装角对火焰形状的影响..........................................................-34-3.3.3.内外旋流器相对旋向对火焰形状的影响......................................................-35-3.4火焰结构的定量分析.................................................................................................-36-3.4.1火焰结构特征参数定义..................................................................................-36-3.4.2当量比对火焰结构的影响..............................................................................-37-3.4.3旋流器叶片安装角对火焰结构的影响..........................................................-41-3.4.4旋流器内外旋向对火焰结构的影响..............................................................-46-3.5燃烧室出口温度分布及气体成分结果分析.............................................................-50-3.5.1燃烧室出口温度分布变化规律......................................................................-50-3.5.2燃烧室出口气体成分变化规律......................................................................-52-VI 上海交通大学硕士学位论文3.6本章小结.....................................................................................................................-54-第四章双旋流燃油燃烧的数值模拟........................................................-55-4.1计算模型的选取.........................................................................................................-55-4.1.1湍流模型的选取..............................................................................................-55-4.1.2燃烧模型的选取..............................................................................................-56-4.1.3离散相模型的选取..........................................................................................-57-4.2射流源模拟准确性评估.............................................................................................-57-4.2.1几何模型的建立..............................................................................................-57-4.2.2网格划分..........................................................................................................-58-4.2.3CFD模拟...........................................................................................................-58-4.2.4CFD结果及分析...............................................................................................-60-4.3热态模拟结果准确性评估.........................................................................................-65-4.3.1几何模型的建立..............................................................................................-65-4.3.2网格的划分及网格无关性验证......................................................................-66-4.3.3热态计算结果的对比分析..............................................................................-67-4.3.4CFD计算结果分析...........................................................................................-70-4.4本章小结.....................................................................................................................-71-第五章双旋流器燃油火焰结构模拟值与实验值对比分析..........-72-5.1火焰位置与流场结构间关系.....................................................................................-72-5.2火焰形状与流场结构间关系.....................................................................................-74-5.3本章小结.....................................................................................................................-77-第六章结论与展望........................................................................-79-6.1本文结论.....................................................................................................................-79-6.2研究展望.....................................................................................................................-80-参考文献..........................................................................................-81-致谢..................................................................................................-85-VII 上海交通大学硕士学位论文读硕士期间发表论文......................................................................-86-VIII 上海交通大学硕士学位论文第一章绪论1.1研究背景燃气轮机燃烧室中连续的燃烧过程，要求火焰能够稳定在流场中一个固定的区域燃烧。为了稳定火焰，燃烧室入口的高速气流需要将其速度降低至该工况下的火焰传播速度，火焰就稳定存在于空气流速与火焰传播速度相等的位置[1,2]。实际工程应用中，通常在流场中制造一个回流区域来稳定火焰，一方面在该区域内气体流速接近火焰传播速度，另一方面在该区域内可以实现高温燃气与新鲜空气/燃料的掺混，从而为燃料的点燃持续提供热量，确保了稳定燃烧。其中一个产生回流区的方法就是在燃烧室的头部采用一个旋流器进气[3]。通过旋流器的使用，可以使气流产生一个切向速度，使流体螺旋向前推进。在燃烧室内，旋转的气流向下游延伸，由于离心力的作用在流通区域的中心产生一个低压区。在下游的某个位置，由于低压的作用会导致涡流向内坍塌，即涡流破碎，从而产生回流区[4]。回流区域可以增强燃料的混合，为燃烧反应提供足够的时间和温度[5,6]。单旋流器的使用很好的满足火焰稳定燃烧的需求，但是随着时代的发展人们对燃烧器的设计又提出了新的要求。比如说，为了提高燃机的热效率，需要提高燃烧室出口温度，从而提出燃烧器需要满足高温升的设计需求；随着日益苛刻的环保指标，需要燃烧器能够满足低污染物排放的设计需求；为了满足动力燃机在大范围内变工况运行，需要燃烧器能够在高低工况下都能稳定燃烧，而不出现熄火或振荡等。而简单的单旋流器已经不能全方位的满足这些需求，所以多级旋流器便应运而生[7,8]。1.2旋流的特点旋流主要是用来增强和控制燃料与氧化剂的混合，以达到稳定燃烧和增强热量释放的目的。通过组织旋流来控制主燃区域的结构，其中最重要的一点是流场结构要与燃料的分布相匹配，只有这样才能使燃料均匀混合从而得到较低的NOX排放。旋流数S用来表征旋流强度，其定义为角动量通量G与轴向动量通量G之Nϕx比，即下式[9]：GϕS=（1-1）NGRx-1- 上海交通大学硕士学位论文RGϕ=∫(Wr2)ρπUrdr（1-2）0RG=UUρπ2rdr（1-3）x∫0其中U，W是轴向和切向速度分量；R是旋流器半径；r是径向坐标。一般来说如果当旋流数大于某个值时，会出现涡流破碎的现象，例如对于没有扩张的圆柱形旋流，此边界值为0.6。1.2.1涡流破碎涡流破碎（Vortexbreakdown，VBD）是旋流中一个重要现象，大量学者对其进行广泛的实验和数值研究[10-12]。它的出现表征流体结构发生了突变，这一现象可以在燃气轮机燃烧室内和机翼的尾缘气流中观察到[13]。许多研究结果证实，涡流破碎经常与轴向的滞止点相伴出现，在轴向滞止点后会出现一个回流区，该区域内湍流强度显著增强。Lucca-Negro和O’Doherty对涡流破碎研究进行了总结，尤其是叶轮机械内部的流动[14]。但是由于涡流破碎是一个三维的，非稳态、非线性的问题，所以到目前为止对其产生的机理还没有统一的认识。在高雷诺数下，涡流破碎主要有两种形式：漩涡和空泡。空泡模式的主要特征是在滞止点后出现一个轴对称的空泡，而漩涡模式是在滞止点下游出现漩涡。Escudier和Keller指出这两种形式是同一个现象的不同侧面，是由于流体内在的轴对称性以及不稳定性导致漩涡模式从空泡模式的分离[15]。另一方面，根据Brucher的实验可以看出，旋流破碎到底是漩涡模式还是空泡模式取决于涡流核心的几何特征。空泡破碎可以看作是被压缩了的漩涡，只是它比一般的漩涡更加的对称。Sarpkaya，Hallett和Toews的研究指出，涡流破碎是雷诺数（R），旋e流数（S），外部压力，上游流体的速度分布以及膨胀率的函数。增加R和S可NeN以改变涡流破碎的模式和滞止点的位置[16-17]。1.2.2旋流对燃烧的影响涡流破碎的结果是在旋流器下游的滞止点后产生一个中心回流区(CenterRecirculationZone,CRZ)，燃烧过程就在此区域内稳定进行。但是燃烧会改变回流区域的形状并增强旋流的湍流度。Syred等人基于皮托管的实验研究发现，燃烧对旋流的气动特性影响较小，与等温状态下实验相比，燃烧条件下回流区域的边界以及回流量只有些许减小。Chigier和Dvorak使用激光多普勒测速（LDV）对冷热态旋流场进行测量，他们发现湍流度以及速率的波动是由燃烧反应导致的，而轴向速率的增加则是由于气体受热膨胀导致的[18]。-2- 上海交通大学硕士学位论文1.3双旋流器研究现状自1982年Hayashi[19]提出双旋流燃烧器的概念以来，国内外学者对这种结构进行了广泛而深入的研究。但由于双旋流结构的复杂性，以及影响因素众多，各学者的研究工作都只针对双旋流器的某个细节展开。通过前人的研究，目前人们已经对双旋流燃烧器的特点有了一定把握，但却不够系统。1.3.1双旋流器的结构参数如图1-1所示，双旋流器主要由五部分组成。它们分别是，内旋流器，外旋流器，文丘里管，喷嘴以及出口套筒[20]。旋流器的结构可分为径向旋流器以及轴向旋流器。轴向旋流器的叶片形状包括直叶片及弯扭叶片两类。以轴向直叶片旋流器为例（图1-2），其几何参数包括[21]，旋流器内径Dhub，外径Dsw，叶片长度Cv，叶片宽度tv以及叶片个数n，有效通流面积Asw等。将两个单旋流器组合成双旋流器后，除了以上几何参数外，又多出一些参数，包括：喷嘴与文丘里管的间距lav，文丘里管与套筒外扩张段的间距lvf，文丘里管喉部直径Dt以及文丘里管出口直径Dv，出口套筒的扩张角af，出口套筒的翻边直径Df以及出口套筒的喉部直径，内外旋流器的相对旋向等。双旋流器的几何特征直接决定下游流场以及喷雾场的结构，从而影响燃烧反应的进行，对燃烧室的性能，诸如：贫油熄火极限，燃烧的稳定性，燃烧室出口温度分布，燃烧效率，燃烧室的排放都有着至关重要的影响。以下将从4个部分，对当前国内外双旋流器的研究现状进行总结，它们分别是：双旋流器流场特性研究现状；双旋流器雾化特性研究现状；双旋流器火焰结构研究现状；双旋流器燃烧特性研究现状。图1-1双旋流器结构参数[20]Fig.1-1Theparameterofadoubleswirler[20]-3- 上海交通大学硕士学位论文图1-2直叶片单旋流器几何参数[21]Fig.1-2Thegeometryparameterofaswirlerwhitstraightvane[21]1.3.2双旋流器流场特性研究现状对双旋流器流场特性的研究，主要关注点在于双旋流器的几何特征对回流区域的形状、大小以及回流量的影响。而双旋流的几何特征中，内外旋流器的旋向，以及旋流器叶片的安装角度对下游流场有着决定性的影响。马来西亚科技大学的YehiaA.Eldrainy等人[22]对如图1-3所示的双旋流器，用大涡模拟的方法对其流场进行了数值模拟。研究结果发现，旋流器的下游存在一个回流区域，且同向双旋流器的回流区域要大于反向双旋流器的回流区域，但是对比双旋流器下游流场的湍流度（图1-4）却发现反向大于同向。如图1-4为同向与反向双旋流器下游流场湍流度对比。Merkle等人[23]利用激光多普勒测速仪对CFM56燃机用双旋流器下游流场在常压下进行测量，结果显示反向双旋流器回流区内逆向速度梯度要比同向双旋流器的大，这是由于与同向双旋流器相比反向双旋流器下游反向的逆压力梯度比同向大的缘故。林宇震等人[24]用五孔探针对不同旋向双旋流器下游流场进行探究，得到了类似的结论。图1-3叶片安装角可变双旋流器[22]Fig.1-3Schematicdrawingofthevariablegeometryswirler[22]-4- 上海交通大学硕士学位论文图1-4内外旋向相同与相反的双旋流器下游流场湍流强度对比[22]Fig.1-4Contoursoftheturbulentkineticenergyfortheflowdownstreamthenewswirlerinthecaseof(a)co-rotatingand(b)counter-rotatingbladeconfiguration[22]除了旋流器本身几何结构外，燃烧室主燃孔的布置，出口套筒结构以及旋流器前气体的速度分布均会对下游流场结构产生影响。郎洪俭等人[25]使用相位多普勒粒子分析仪（(PhaseDopplerParticle，PDA）研究了主燃孔布置对主燃区域流场结构的影响，研究结果表明带有主燃孔的回流区长度要比没有主燃孔回流区长度短。Wang等人[26]使PDPA对两种出口套筒结构进行了研究，它们分别是扩张套筒以及平滑套筒，如图1-5所示为这两者出口流场的流线分布，从图中可以看出前者的回流区形状紧凑对称且原理壁面，这种结构有利于烧烧反应的进行，而后者回流区扁平不紧凑，而且贴近壁面，这会导致热态下火焰烧到壁面，这对于燃烧室的运行是不利的。FernandoFGrinstein等人[27]研究了旋流器前空气的速度分布对下游流场的影响，作者分别采用均匀进气和真实燃机旋流器前流动参数作为入口条件进行研究，结果发现两者有较大不同。图1-5两种不同套筒出口的流场比较[26]Fig.1-5Comparisonofflowfielddownstreamsofdifferentflares[26]-5- 上海交通大学硕士学位论文1.3.3双旋流器雾化特性研究现状典型的双旋流燃油燃烧器雾化机理为，离心式压力雾化喷嘴将油滴喷到文丘里管内壁面从而形成一层油膜，该油膜受到内旋流器气流作用向前推进到达文丘里管唇边，在此处由于内外旋流空气相互作用从而将液膜撕碎达到雾化效果，其中离心式压力雾化喷嘴的雾化称为一次雾化，两股旋流空气相互剪切导致的雾化称为二次雾化，如图1-6为双旋流空气雾化喷嘴雾化过程示意图[28]。图1-6双旋流空气雾化喷嘴雾化过程示意图[28]Fig1-6Atomizationprocessofdoubleswirler[28]评判雾化质量的参数包括液滴平均直径（SMD），雾化锥角，以及液滴尺寸的分布系数（n）等。对于这种预膜式的空气雾化喷嘴，其雾化效果受离心式喷嘴雾化质量影响，即一次雾化效果越好，液滴直径越小，其在文丘里管壁面上形成的油膜就会越薄，从而最终雾化效果就会越好。但中科院刘存喜[29]的研究指出，内外两股旋流空气的相对速度对最终雾化效果有决定性的影响。所以作为一个整体而言，有必要讨论双旋流器的结构对雾化特性产生的影响。张弛等人[30]采用马尔文激光粒度仪，研究了气液比对反向双旋流器燃油雾化特性的影响。研究结果指出，随着气液比的增加液滴的索泰尔平均粒径SMD逐渐减小，但是液滴尺寸分布系数n却逐渐增大，表征其均匀性变差。但是这一变化过程存在一个临界值，当气液比超过此值时，SMD和n的变化则趋于平缓。Jeng[31]等人使用二维相位多普勒粒子分析仪（PDPA)研究了CFM56用双旋流器下游液雾场，研究结果表明SMD的最大值出现在雾化锥边缘处，其最小值出现在回流区域的中心。随着回流区的发展，液滴分布范围变大，直径进一步变小。-6- 上海交通大学硕士学位论文刘高恩[32]研究了双旋流器出口套筒张角对雾化特性的影响，其研究结果指出当张角小于45°时雾化效果较好，随着张角增大，雾化效果变差。如图1-7为小张角（小于45°）以及大张角（90°）下的雾化效果。Ateshkadi[33]等人研究了文丘里管以及旋流器叶片安装角在雾化中的作用，其研究结果指出，文丘里管的作用是控制燃油的空间分布，有文丘里管，则液雾场为锥形分布，无此结构，液雾则成不规则分布。与之相比叶片安装角的变化则对液滴的空间分布影响较小。图1-7两种不同套筒出口喷雾场图像[32]Fig1-7Atomizationimagesoftwodifferenttypesofflare[32]1.3.4双旋流器火焰结构研究现状在早期的研究中，学者常使用CCD相机或是纹影仪来探究火焰结构，但是这些技术并不能捕捉燃烧反应的细节，也不能够确定火焰锋面的位置。最近二三十年，利用先进的激光诊断技术，例如OH平面激光诱导荧光成像（OH-Planarlaserinducedfluorescence,OH-PLIF），可以测量出燃烧反应中某一平面区域内OH的相对浓度分布，而OH浓度分布在燃烧反应中则表征火焰所存在的区域。通过这样的技术就可以帮助人们了解燃烧反应的细节信息，例如火焰锋面的结构等[34]。如图1-8，图1-9所示为JinFu等人[35]使用本生灯作为燃烧器，分别用CCD相机拍摄的不同含氢量下合成气燃烧的火焰照片以及火焰OH分布图像。通过对比可以发现，OH-PLIF图像能够给出燃烧过程中更多的细节信息。通过对火焰结构的研究，学者可以得到火焰细节的量化信息[36]。例如可以通过对OH，CH分布图的研究，得到火焰传播速度，燃烧区域的热释放率，火焰的不稳定性，污染物生成机理等信息。而这些参数对燃烧室的设计及实验[37]使用CH都很有帮助。密西根大学的Allison,P.M等人2O-PLIF技术研究了如图1-10所示双旋流器燃烧特性，其使用甲醛为燃料，实验中通过高速脉冲激光-7- 上海交通大学硕士学位论文及高速摄像机拍摄燃烧区域OH分布的瞬态图像，并以此为依据用来分析火焰结构与火焰稳定性之间的关系。图1-11给出了其拍摄到了火焰锋面瞬时图像。通过对此研究，Allison,P.M等人发现火焰锋面的褶皱程度受燃烧室内压力波动影响，两者波动周期相同。燃烧的不稳定性随着气流速度以及火焰传播速度的增加而增加。当火焰结构为扁平状时，其稳定性最差，而当其呈现V形结构时，火焰最稳定。图1-8CCD相机拍摄的四种含氢量合成气在Φ=1时的火焰照片[35]Fig.1-8FlameimagescapturedbyCCDcameraatΦ=1forfourhydrogenfractions[35].图1-9四种含氢量合成气在Φ=1时火焰的OH-PLIF图像[35]Fig.1-9OH-PLIFimagesofflamesatΦ=1forfourhydrogenfractions[35].图1-10由米勒设计的双旋流器燃烧室[37]Fig.1-10ThegasturbinemodelcombustordesignedbyMeier[37]-8- 上海交通大学硕士学位论文图1-11火焰OH-PLIF图像及处理后的轮廓图像[37]Fig.1-11DetectionmethodofflamesurfacesegmentsfromformaldehydePLIFimages[37].国内的上海交通大学的郭培卿[38]采用OH-PLIF技术，使用双旋流器作为燃烧器，研究了合成气非预混燃烧的火焰结构，其研究结果表明CH4与CO的火焰中OH浓度分布在燃烧器出口成W型，而H2与中热值的合成气火焰中OH浓度分布则呈现M型。如图1-12所示为拍摄到的OH两种分布。同课题组的谢岳生[39]又针对相同燃烧器相同燃料在加湿条件下进行了研究，其研究结果发现随着空气含湿量的增加，燃烧室中心轴线处OH浓度越来越低，荧光信号强度明显变弱，且合成气火焰形状随含湿量的不同有很大变化。如图1-13所示为加湿量分别为0%，1.5%，3%以及5%工况下OH分布图。纵观国内外双旋流器火焰结构研究现状发现研究对象大多都是针对气体燃料火焰，而对燃油火焰结构的可视化研究相对较少。图1-12W型火焰及M型火焰[38]Fig.1-12OHradicaldistributionsofflamesburningdifferentfuelsinmodelcombustor[38]-9- 上海交通大学硕士学位论文图1-13不同含湿量下火OH-PLIF图像[39]Fig.1-13OHradicaldistributionsofflamesburningmid-calorificsyngaswithdifferenthumidificationamounts[39]1.3.5双旋流器燃烧室性能研究现状这里对燃烧室性能研究区别于对火焰结构研究，其研究对象主要是燃烧室热态实验中的一些宏观参数，包括：燃烧效率，污染物排放，燃烧室出口温度分布，贫油熄火极限，点火特性，积碳等。研究手段则主要是采取热电偶，气体分析仪等常规仪器。研究结果通常是对某些规律性的现象进行总结，其结论对燃烧室的设计有及其重要的参考作用，但是对于表象背后的机理却不能给出较为深入的解释。由于此类实验相对容易操作，所以国内外学者做了丰富研究。北京航空航天大学的林宇震等人[40]，研究了燃烧室进口气流温度以及压降对双旋流燃烧器贫油熄火特性的影响，结果表明在一定范围内，贫油熄火特性对这两个参数不敏感。在同一实验中，作者对比了内外旋向不同的两个双旋流器，结果表明，在相同的工况下内外旋向相反的旋流器稳定工作的范围更大。南京航空航天大学的党新宪等人[41]，系统的研究了旋流器内外旋向，旋流器叶片安装角，进气参数等对双旋流器燃烧室性能的影响。其研究结果表明，旋流器内外旋向，旋流器叶片安装角对燃烧室出口温度分布有一定影响，但是影响不大，在不同条件下出口温度分布大致相似。GongJ[42]等人研究了燃烧室进口温度及压力对燃烧效率的影响，实验结果表明随着燃烧室进口温度和压力的增加燃烧效率增加。-10- 上海交通大学硕士学位论文随着人们环保意识的提高，对燃烧器排放指标的要求也日益变的苛刻。所以双旋流燃烧器的排放问题，尤其是NOx排放也吸引了众多学者关注。早在1982年Hayashi[43]就指出双旋流器由于其良好的掺混特性有助于实现较低的NO[44]对如图1-14所示双旋流器和两种传统x排放。TAKASHITERASAKI等人旋流器排放特性进行了比较，研究发现在相同工况下，双旋流器的NOx排放最低。Sanborn和Gupta等人[45,46]的研究指出由于双旋流器这种结构可以很好地控制油气掺混过程，从而灵活控制火焰结构、温度分布等，所以与传统燃烧器相比它可以获得较低的NOx排放。图1-14三种不同结构的旋流器[44]Fig.1-14Threeswirlerswithdifferentfiture[44]1.4本文研究的意义虽然双旋流燃烧器的发展已经有30多年的历史，并且已经有成熟的结构应用于某些地面燃机或是航空发动机燃烧室中，但是以往的设计方法往往是基于大量实验数据而总结出的经验方法，这样的数据适用范围有限，而且关于旋流器结构对燃烧特性影响的机理没有深入细致的了解。随着激光可视化技术的发展，我们能够得到旋流器出口的流场及火焰结构的直观图像，这样一来，就有可能搞清双旋流器的几何结构对流场影响的细节，继而探究流场结构对火焰结构影响的细节。在本文的研究的中希望能总结出一些火焰结构的定量参数，以便对燃烧室的设计给出量化的指导。1.5本文主要的研究工作为了实现上述目的，本文的研究从以下几个方面进行：1.搭建压力雾化喷嘴雾化特性测试台架，测量实验用喷嘴雾化特性；2.搭建双旋流器模型燃烧室实验系统；3.采用Fluent软件对实验工况进行模拟，并与实验数据进行对比，分析误差产生的原因；-11- 上海交通大学硕士学位论文4.依据OH-PLIF图像，总结出燃油火焰结构特征参数，并应用这些参数来分析实验数据；5.使用CFD计算结果，对实验中产生的现象进行说明；-12- 上海交通大学硕士学位论文第二章双旋流器燃油火焰实验装置及测量系统为了对双旋流器燃油火焰结构及燃烧特性进行研究，本文设计并搭建了双旋流器燃油火焰实验台架，该台架主要通过平面激光诱导荧光技术火焰结构进行测量，以便得到不同当量比Φ以及不同旋流器结构下火焰OH-PLIF图像。并以此为依据探究不同工况下，火焰结构变化的原因。该台架主要包括激光测量系统，燃油供给系统，空气供给系统，温度测量采集系统，气体采集分析系统，可视化燃烧室以及相关的流道。为了得到实验中所使用的压力雾化喷嘴的雾化特性，在进行燃烧实验之前，预先对该喷嘴特性进行测量。以下是对各实验装置的简述。2.1喷嘴雾化特性实验本文的研究重点在于讨论旋流器的内外旋向以及旋流器的叶片安装角对火焰结构及燃烧特性的影响。而跟据前人的研究发现文丘里管的结构对火焰及燃烧特性也有很大影响，而本文则不讨此进行论这。所以在双旋流器的设计中不包括文丘里管，燃油的雾化主要由压力雾化喷嘴的一次雾化实现。所以在进行双旋流器的燃烧实验之初，有必要预先弄清楚实验中所使用的压力雾化喷嘴的雾化特性。2.1.1喷嘴雾化特性测量装置实验中使用的喷嘴型号为丹佛斯-60-半实心压力雾化喷嘴（图2-1），以水为工质对其流量进行了标定，并测量了该喷嘴在不同压力下的雾化锥角。最后还使用了PDPA测量了喷嘴出口不同截面上的液滴粒径以及液滴速度。图2-1实验用喷嘴实物图Fig2-1Thefeatureofnozzleusedinexperiments喷嘴雾化特性测量装置主要包括供水系统，PDPA测量系统，电磁流量计，CCD相机以及辅助的管道和控制设备。系统图如图2-2所示：-13- 上海交通大学硕士学位论文图2-2PDPA测量系统Fig.2-2ThesystemofPDPA2.1.2喷嘴雾化特性测量方法实验在室温下进行，水温为20℃，实验主要测量了不同供水压力下喷嘴的流量，喷嘴的雾化张角，以及参考截面上液滴的直径和速度。2.1.2.1喷嘴流量测量实验中采用了两种流量测量方法。方法一是使用电磁流量计直接测量；方法二是使用体积法测量，即用量杯测量一段时间内从喷嘴流出的水的体积，体积与时间之比即喷嘴在该压力下的体积流量。两种方法同时采用，并将两种结果进行对比以尽量减小测量误差。2.1.2.2喷嘴雾化张角测量实验中使用CCD相机对纯黑背景下的雾化锥进行拍摄，后期使用图像处理软件标出雾化锥的边界等相关数据，并以此为依据测量出不同压力下的雾化锥角。如图2-3所示为喷嘴雾化张角测量方法。图2-3雾化张角αFig2-3TheSprayangle2.1.2.3液滴粒径及速度测量该数据使用激光多普勒粒子分析仪（PDPA）测量系统测量。PDPA系统包括激光发射器，发射与接收光路，信号采集及处理器等装置。其测量原理是利用运-14- 上海交通大学硕士学位论文动的液滴颗粒散射光的多普勒平移来获得流场的速度信息，如果该系统中使用两个接收器，就可以通过这两者所采集信号的相位差来获得液滴的粒径信息。PDPA是单点测量，在一段时间内只能测量一个位置处液滴的粒径及速度信息，实际操作中每个测量点测量多次（2000次），最终读取该位置处液滴的索泰尔平均直径（SMD）及速度信息。在实际测量中，选取喷嘴下游几个截面上的点进行测量，且在每个截面上沿着径向测量多点。随着测量截面的下移，每个截面上的测量位置也相应变多。如图2-4所示为测量截面，及截面上测量位置的示意图。图2-4PDPA测量截面及测量点示意图Fig.2-4ThemeasurementmethodofPDPA2.2双旋流器燃油燃烧实验系统本实验的主旨是使用平面激光诱导荧光技术研究在不同工况下，双旋流器的几何结构对火焰结构的影响，并同步测量燃烧室出口的温度分布以及污染物排放。2.2.1实验系统概述实验装置如图2-5所示，新鲜空气由风机送入，经过双级旋流器，进入燃烧室，在此处与压力雾化喷嘴雾化的燃油混合，形成可燃混合物，经过点火装置后燃烧，后经PLIF拍摄，燃尽的尾气经通风管道排出实验装置。-15- 上海交通大学硕士学位论文图2-5热态实验装置图Fig2-5Theexperimentrig2.2.2双旋流器结构实验所使用的双旋流器为直叶片径向式双旋流器，公式2-1给出了这种直叶片旋流器旋流数的计算式[21]，旋流器在燃烧室前端的安装图如图2-7所示，实验中共使用了四组不同结构的双旋流器，其结构参数如表2-1所示。实验中使用的内旋流器及外旋流器如图2-8，2-9，2-10所示，在每次实验中将不同结构的内旋流器与外旋流器组合以得到四种不同结构的双旋流器。图2-6直叶片旋流器Fig.2-6Swirlerwithstraightvane321−σS=tanθr(2-1)231−σr式中θ为旋流器叶片与轴线间夹角，σr为旋流器内外径之比，即：rsσ=(2-2)rRs-16- 上海交通大学硕士学位论文其中rs，Rs分别为旋流器的内外径。图2-7双旋流器安装示意图Fig.2-7ThelocationofDoubleswirlerinthecombustor表2-1实验用旋流器结构参数Tab2-1Thegeometryparametersofdoubleswirlers1号双旋流器2号双旋流器3号双旋流器4号双旋流器内旋流器内径（rS/mm）17171717内旋流器外径（RS/mm）24242424内旋流器叶片安装角(θ/°)40455040内旋流器旋流数(S)0.720.861.030.72外旋流器内径（rS/mm）29292929外旋流器外径（RS/mm）59.559.559.559.5外旋流器叶片安装角(θ/°)45454545外旋流器旋流数(S)0.770.770.770.77内外旋流器相对旋向反向反向反向同向-17- 上海交通大学硕士学位论文图2-8三个不同叶片安装角的内旋流器Fig.2-8Threeinnerswirlerswithdifferentvaneangele图2-9旋向相反的两个内旋流器Fig.2-9Theinnerswirlerwithoppositevaneangle图2-10外旋流器Fig.2-10Theouterswirler2.2.3可视化燃烧室为了便于光学测量，本实验中使用一个石英玻璃制单筒燃烧室，燃烧室壁面没有鱼鳞孔及主燃孔，可视化燃烧室实物如图2-11所示，其壁厚为5mm，内径为230mm，长290mm。-18- 上海交通大学硕士学位论文图2-11可视化燃烧室Fig.2-11Thequartzcancombustor图2-12燃烧室几何尺寸Fig.2-12Thegeometryparametersofthequartzcancombustor2.2.4供气系统实验中采用离心式风机供气，其固有频率为50HZ，最高转速为1440转/分钟，最大供气量为12.84m3/min。可以通过变频仪控制其转速继而控制供气量。在实验前，使用转子流量计对风机流量进行标定，标定结果如图2-13所示，其中横坐标为变频仪所调频率，纵坐标为风机流量。为保证进气均匀性，在燃烧室上游布置蜂窝状整流段。-19- 上海交通大学硕士学位论文图2-13风机流量标定曲线Fig.2-13Therelationbetweentfrequencyandflowrate2.2.5燃油系统本试验台使用由燃油计量调节阀控制的燃油系统。燃油计量调节阀是伍德沃德公司生产用于工业或者航改舰燃气轮机燃油控制的新型计量阀，其采用抗腐蚀剪切型的计量组件和高扭矩的执行器，能与多种燃料相容。根据试验条件，该燃油系统选用流量范围为5~200kg/h的计量阀，其最大燃油进口压力为8.274MPa，最大旁通压力为0.69MPa，名义调节压差为0.276MPa，能在-28~103℃的范围内正常工作。计量阀的响应速度非常快，在闭环控制下满载运行时间小于0.1s，而关闭时间则小于50ms，安全性能十分良好，能满足实验中紧急关闭燃料的要求。燃油系统除了燃油计量调节阀外，还有油箱、供油泵、溢流阀、安全阀、电磁阀、供油管道等主要部件。整个系统的测量有压力变送器、温度变送器、涡轮流量计及压力表等，前三个信号测量仪表的输入都为24VDC，输出信号都为4~20mA电流。试验所用燃料为轻质柴油，过滤精度可达到20μm，满足燃烧室喷嘴的要求。2.2.6点火系统本实验中使用高能点火装置进行点火，其由点火控制器，高压电缆以及高能点火枪三部分组成，主要性能参数如表2-2所示。该点火器的工作原理是通过变压器及整流器，将220V交流电变为2100V直流电，而后为电容充电，再有放电管释放电能，从而在半导体电嘴处产生高能电火花从而引燃燃油蒸汽与空气混合物，实现点火。实际操作时，将点火器从燃烧-20- 上海交通大学硕士学位论文室后方小孔通入，将风量与燃油流量调至合适比例后点火，点火成功后，将点火器抽出燃烧室。表2-2点火器性能参数Tab.2-2Theperformanceparameteroftheigniter点火电压2100V点火频率14~16HZ点火器工作温度-40~80℃点火枪工作温度长期600℃，短期1300℃2.2.7温度测量系统实验中使用K型热电偶测量燃烧室出口温度分布，及燃烧室入口温度。所使用的热电偶结构如图2-14所示，这一束中共有13支热电偶，其测量端的位置是可调的。实验中使用了两束这样的热电偶测量燃烧室出口温度分布和一支单独的热电偶来测量燃烧室入口温度。该K型热电偶温度测量范围为0~800℃，满足测量需求。图2-14热电偶Fig.2-14Thermocouples实验中热电偶的安装位置，以及温度测点的布置如图2-15所示。以燃烧室前面板为参考面，其中测量燃烧入口温度的热电偶设置在距离该参考面左侧100mm处，测量燃烧室出口温度的两束热电偶测量位置在距离该参考面右侧323mm处。后两束热点后在管道两侧沿着径向插入，并将26个测点沿着直径均匀排布。-21- 上海交通大学硕士学位论文图2-15热电偶测量位置Fig.2-15Thelocationofthermocouples2.2.8排放测量实验中使用西门子公司生产的ULTRAMAT23(U23)型气体成分分析仪，该仪器如图2-16所示。它能够精确的测量出混合气体中O2，CO，CO2以及NO的浓度，其主要性能参数如表2-3所示。图2-16气体分析仪Fig.2-16Gasanalyzer-22- 上海交通大学硕士学位论文表2-3U23气体分析仪主要性能参数Tab.2-3SpecificationofU23gasanalyzer气体成分O2COCO2NO传感器类型电化学红外红外红外量程0-25%0-100/0-500ppm0-5%/0-25%0-200/0-1000ppm灵敏度≤1%量程线性误差≤±1%量程系统过滤精度<0.1μm为了准确分析燃烧室出口气体成分，需要将高温燃气的温度迅速降低，以使可能的化学反应不继续进行。所以实验中所抽燃气，从燃烧室出口引出后立即浸入带有循环水的常温水箱冷却，而后再通过保温导管和除湿器后进入气体分析仪。气体分析仪的数据可以通过自带的软件记录在存储器中。在每个工况下，当排气成分的数据稳定后开始采样，采样的频率为1HZ，每个工况采集30次，将所得数据平均值作为最终结果，并将数据按照惯例折算成15%含氧量时的组分浓度（式2-3）。[NO]测量值×(0.21-[O2]标准)[NO]=(2-3)标准0.21-[O2]标准2.3平面激光诱导荧光（PLIF）系统本实验使用平面激光诱导荧光技术测量了燃烧区域内OH浓度分布，而OH分布则表征火焰结构，该技术使得人们可以直观的考察火焰结构特征而不对燃烧过程产生任何影响。2.3.1PLIF测量原理组成物质的原子中，有不同数量的粒子（电子）分布在不同的能级上，在低能级上的粒子吸收某一波长的光子，会从低能级跳到（跃迁）到高能级上。该粒子所吸收的能量为：E=hv=hc/λ(2-4)式中E为该粒子所吸收的能量，h为普朗克常数，c为光速，ν为所吸收光子的频率，λ为其波长。同样的如果让某一特定频率的激光穿过火焰，燃烧区域内某些中间组分就会吸收该频率光子的能量，从而使其能级升高。而处于高能级的粒子是不稳定的，它们会自发的向低能级跳跃并将能量以一定频率的光子形式释放出来。只要此时能够记录下该光子的信息，就可以反推出被激光照射区域内该粒子的浓度信息了。而平面激光诱导荧光技术，就是利用某一频率的平面激光-23- 上海交通大学硕士学位论文去激发燃烧区域内某种物质，使其先吸收入射光子的能量变成高能粒子，而后再释放另一个频率的光子而回到基态，通过记录其从高能级跃迁到低能级的光来推测该物质在所照射区域内的浓度分布。而OH-PLIF中的OH即为本实验中激光所要激发的燃烧过程中间产物，而最后得到的结果也是该物质在测量区域内的浓度分布。当然类似的也有对其他物质进行激发的，比如CH，CH2O等，但OH-PLIF较为常见，而且使用OH分布来表征火焰结构的方法也得到了大家的公认[37]。2.3.2PLIF系统构成PLIF测量系统主要有激光光源，光路（透镜组），荧光信号采集器（CCD相机），同步器等部件构成。此次实验中使用的OH-PLIF测量系统如图2-17所示。其光路为首先由泵浦激光产生频率为532nm的高能脉冲激光，而后经过染料激光器以及倍频器，激光的波长变为281.46nm，接着再经过一组透镜后变为平面激光束，该光束穿过可视化燃烧室壁面进入燃烧区域，在该区域内激发燃烧反应的中间产物OH，OH受激后辐射出一定波长的荧光，该荧光被垂直方向的CCD相机记录，而相机打开快门的时刻及激光发射的时刻由同步器协调。这样就可以记录每一瞬时的OH分布，将多张瞬时OH分布合成即得到OH分布的稳态图像。其中OH的瞬时图像可以用来分析火焰锋面的细节信息，OH分布稳态图像可以用来分析燃烧区域的总体信息[38,39]。图2-17PLIF系统组成示意图Fig.2-17chematicviewofOH-PLIFsystemforcombustiontest-24- 上海交通大学硕士学位论文2.4本章小结本章主要介绍了双旋流器燃油燃烧实验台架系统的主要构成，包括双旋流器结构，供风系统，燃油系统，以及测量系统等。其中较为详细的介绍了OH-PLIF的测量原理及系统构成。为了考察实验中所用燃油喷嘴的雾化特性，在燃烧实验准备阶段预先搭建了雾化特性测量台架对燃油喷嘴的性能进行了单独测量。-25- 上海交通大学硕士学位论文第三章双旋流器燃烧实验双旋流器燃烧实验主要包括两个部分，其一是对燃烧所用燃油喷嘴雾化特性的测量，其二是对不同工况下火焰结构的PLIF测量及燃烧室出口温度和排放测量。3.1压力雾化喷嘴性能测量为了解双旋流燃烧实验中，所使用压力雾化喷嘴的雾化特性，在热态实验之前，预先搭建喷雾性能测量台架对压力雾化喷嘴的雾化特性进行测量。3.1.1压力雾化喷嘴流量校核本实验中采用两种方法测量喷嘴在某一压力下的体积流量。方法一是，用量杯收集一定时间内从喷嘴流出的水的体积，用该体积与时间相比，即得到喷嘴的流量。方法二是，使用电磁流量计进行直接测量。两种方法都存在一定误差，方法一的误差在于，并不能将喷嘴流出的水全部采集。方法二的误差在小流量下的数值不稳定，在数据读取时会有一定误差。所以最终采用两种方法的平均值作为所测量喷嘴流量。两种方法测量得到的不同压力下该喷嘴的体积流量如图3-1所示。在折算质量流量时，取柴油的密度为0.84kg/L，则通过该喷嘴柴油的质量流量与压力的关系如图3-2所示，用直线进行拟合，则拟合关系式为式3-1:Q=0.00639P0.00174+(3-1)m其中，Qm为燃油质量流量（kg/s），P为供油压力(MP)。根据该该式可计算出实际燃烧实验中燃油的油压。在热态实验中燃油质量流量始终保持不变为0.00281kg/s，则所对应的油压约为0.17MP。图3-1两种方法所得到不同压力下喷嘴体积流量值Fig.3-1Themeasurementofflowratebytwomethods-26- 上海交通大学硕士学位论文图3-2使用燃油为工质时不同压力下喷嘴质量流量Fig.3-2Theflowrateofthenozzlewithsparingdiesel3.1.2压力雾化喷嘴雾化锥角校核该压力雾化喷嘴手册上标注为60°实心锥，但由于在实际情况下并非额定工况，所以其雾化锥角会随压力小幅度变化。为此，本实验专门测量了该喷嘴在不同压力下的雾化锥角，其随压力的变化关系如图3-3所示。从图中可以看出，该喷嘴的雾化锥角随压力的增加而增加。用直线拟合可得到雾化锥角随压力的变化关系式为：α=6.57P+57.77(3-2)其中α（°）为雾化锥角，P（MP）为供水压力。则该喷嘴在流量为0.00281kg/s（热态实验中燃油质量流量）时，由于其供油压力约为0.17MP，所以其雾化锥角约为58.89°。图3-3雾化张角随压力的变化Fig.3-3Thechangingofsprayanglewiththepressure-27- 上海交通大学硕士学位论文3.1.3压力对喷嘴雾化粒径的影响本实验中采用PDA对喷雾场进行测量，在每一压力下，测量了距离喷嘴出口不同截面上若干测点处，液滴的速度以及SMD直径。具体方法为，在水压为0.8MP，1.4MP，1.95MP时，在距离喷嘴出口的垂直距离为15mm，40mm，60mm，80mm以及100mm截面上（喷射方向为z），沿着x轴方向等间隔的测量若干位置处液滴粒径大小。如图3-4所示为不同截面上压力对SDM的影响。从图中可以看出，在每一压力下，液滴的SMD直径均呈现两边大中间小的趋势。且压力越高，相同测点处，液滴的SMD越小。从图中可以看出，压力每增加0.5MP，液滴的SMD直径约减小5-10μm左右。由于在常温下测量，液滴的蒸发量很小，所以随着距离喷嘴的垂直距离增加，液滴的SMD直径并没有明显变化。但在Z=100mm的截面上，不同压力下液滴粒径均比前面几个截面上所测得的粒径大，考虑是由于相邻液滴融合导致的。通过以上分析可推出，在热态实验中，当油压约为0.17MP时，在距离喷嘴出口约15mm处（外旋流器出口截面位置）的油滴的SMD直径约为40~50μm左右。a.z=15mm截面处液滴直径沿x变化b.z=40mm截面处液滴直径沿x变化c.z=60mm截面处液滴直径x向变化d.z=80mm截面处液滴直径沿x变化-28- 上海交通大学硕士学位论文e.z=100mm截面处液滴直径沿x变化图3-4不同截面处液滴直径沿x变化规律Fig.3-4TheSMDchangingbyx3.1.4压力对该喷嘴雾化液滴速度的影响如图3-5所示为水压对该喷嘴雾化锥内液滴绝对速度的影响，从图中可以看出，在不同截面上（与液滴粒径测量截面对应）液滴的速度呈现两边小中间大的趋势，且油压越高，液滴的速度越大。雾化锥边缘处，液滴的速度几乎为零，而靠近雾化锥中心区域内液滴的速度在距离喷嘴出口100mm的范围内随着离喷嘴距离的增加而有所衰减，但不同压力下，衰减的规律不同。对于水压为1.95MP的雾化锥，其雾化锥中心液滴速度随着截面距离的增加速度衰减的梯度最小，对于水压为0.8MP的雾化锥，其中心区域内液滴速度在不同截面上衰减的梯度比较明显，特别是在20mm到40mm处，其最大速度从60m/s附近衰减到30m/s附近，衰减近一半。对于压力为0.8MP的雾化锥，其液滴的速度距离喷嘴20mm处的速度约为10m/s左右，在随后的测量截面上，其速度始终保持在5m/s。在燃烧实验中油压约为0.17MP左右，所以可以推知在没有入射空气的影响下其雾化锥内液滴的流速应该小于10m/s。根据后面的模拟结果可知，该速度小于最小进气量条件下气流在旋流器出口处速度，所以油滴的穿透能力较弱，油雾在燃烧区域内的分布状况会受到流场结构的主导，且进气量越大，油雾分布受气流影响越大。-29- 上海交通大学硕士学位论文a.z=15mm截面处液滴绝对速度沿x变化c.z=60mm截面处液滴绝对速度沿x变化b.z=40mm截面处液滴绝对速度沿x变化d.z=80mm截面处液滴绝对速度沿x变化e.z=100mm截面处液滴绝对速度沿径向变化图3-5不同截面处液滴绝对速度沿x变化规律Fig.3-5Thevelocitychangingbythex-30- 上海交通大学硕士学位论文3.2燃烧实验方案及工况通过前面的分析，已经对实验所用燃油喷嘴的特性有了总体了解。接下来对双旋流器燃烧实验进行说明。本实验主要目的是为了考察双旋流器叶片安装角，以及内外旋流器相对旋向对火焰结构的影响，并同步测量燃烧室出口的温度分布以及污染物排放的变化规律，以用来研究双旋流器上述特征对燃烧室性能的影响。实验中保证燃油质量流量不变，通过改变进气量，来调节当量比。具体实验工况如表3-1所示：表3-1双旋流器热态实验工况Tab.3-1Theworkingconditionofdoubleswirlerexperiment工头部空气量燃油流量外部旋流器内部旋流内外旋流当量比Φ况(kg/s)(kg/s)安装角器安装角器旋向10.0690.002814540相反0.6220.0900.002814540相反0.4730.1150.002814540相反0.3840.1400.002814540相反0.3250.1620.002814540相反0.2760.0690.002814545相反0.6270.0900.002814545相反0.4780.1150.002814545相反0.3890.1400.002814545相反0.32100.1620.002814550相反0.27110.0690.002814550相反0.62120.0900.002814550相反0.47130.1150.002814550相反0.38140.1400.002814550相反0.32150.1620.002814550相反0.27160.0690.002814540相同0.62170.0900.002814540相同0.47180.1150.002814540相同0.38190.1400.002814540相同0.32200.1620.002814540相同0.27为了以下描述方便，现将不同结构的双旋流器进行编号：-31- 上海交通大学硕士学位论文表3-2双旋流器编号Tab.3-2Thecodeofdoubleswirler双旋流器编号双旋流器简称内旋流器叶片外旋流器叶片内外旋流器相安装角（°）安装角（°）对旋向DoubleSwirler1DB14045相反DoubleSwirler2DB24545相反DoubleSwirler3DB35045相反DoubleSwirler4DB44045相同3.3火焰结构的定性分析如图3-6所示为热态下火焰图像，图中的绿色方框标注出了了PLIF的拍摄区域。该拍摄区域距离双旋流器外旋流器出口10mm处，大小为100mm*100mm，拍摄区域的中心轴线与燃烧室的中心轴线重合。设该中心轴线为z轴，拍摄区域底边与z轴垂直的直线为x轴，x与z轴的交点为零点。下图为某一工况下的OH分布图像，该图像表示燃烧区域内火焰结构[35]。从图中可以看出火焰稳定燃烧时燃烧区域的位置、大小及形状，即在不同工况下燃烧区域成喇叭状分布，由燃烧器出口向下游延伸。沿着气流方向，燃烧区域逐渐扩大，并总体向外侧偏转一定角度。由于拍摄区域的火焰成轴对称分布，所以接下来的分析中只选取左侧火焰图像进行分析。图3-6OH-PLIF拍摄区域Fig.3-6TheregionofOH-PLIFshooting-32- 上海交通大学硕士学位论文3.3.1当量比对火焰形状的影响图3-7为不同工况下OH分布图像。从图中可以看出，对于不同结构的双旋流器而言，其燃烧区域面积均随着当量比的减小而减小，但是火焰偏转方向几乎不随当量比的变化而发生明显改变。从拍摄得到的平面图像可以看出，在高当量比下，不同结构的双旋流器燃油火焰的起始段较窄，随着火焰的发展逐渐变宽。但是随着当量比的减小，对比在相同z位置处火焰宽度，发现其有减小的趋势。随着当量比的减小，火焰长度逐渐减小，但存在一个临界当量比，低于此值后火焰长度则不再发生显著变化。总的来说，当量比对火焰形状有很大影响，不论双旋流器的采用什么结构，随着当量比减小，燃烧区域面积必定减小，且火焰形状随当量比也发生显著变化，但是存在一个临界当量比，小于此值后火焰形状不再发生明显变化。3-7不同工况下OH分布Fig.3-7ThedistributionofOHindifferentsituation-33- 上海交通大学硕士学位论文3.3.2旋流器叶片安装角对火焰形状的影响如图3-8所示为双旋流器中内旋流器叶片安装角对火焰形状及发展趋势的影响。从上到下，分别是内旋流器叶片安装角为40°，45°和50°的火焰图像，从中可以看出在同一当量比下，随着内旋流器叶片安装角的增大，火焰的面积逐渐减小。在Φ=0.62时，者火焰形状有明显不同，内旋流器叶片安装角为40°的火焰宽度随火焰发展近似线性增加，最终形成三角形区域。内旋流器叶片安装角为45°的火焰宽度随火焰发展先少量减小而后又少量增加，最终形成两头大中间小的区域。内旋流器叶片安装角为50°的火焰宽度在火焰发展的起始阶段非常狭窄，而后在火焰发展的后端，其宽度突然大幅度增加，形成前面狭小，后部突扩的形状。在Φ=0.47时，内旋流器叶片安装角为40°的火焰宽度随火焰发展起先保持不变，随后少量减小，最后又显著增加，最终图像上显现出火焰中部有被掐断的趋势。内旋流器叶片安装角为45°的火焰宽度随火焰发展先少量增加而后持续减小，最终形成头大尾尖的形状。内旋流器叶片安装角为50°的火焰宽度的发展与其在Φ=0.62时的火焰相似，但是尾部的突扩区域不明显。Φ小于等于0.38时，内旋流器叶片安装角为40°和45°的火焰宽度随火焰发展的变化趋势相似，均为起始段少量增加后开始减小，总体呈现头大尾尖的形状，而内旋流器叶片安装角为50°的火焰宽度的发展与其在当量比为0.62时的火焰相似，只是尾部燃烧区域随着当量比的减小变得愈加不明显。总的来看，内旋流器的叶片安装角对火焰的形状影响明显，尤其在高当量比下，不同结构的火焰形状完全不同，但随着当量比的减小，内旋流器叶片安装角为40°和45°的火焰形状变得相似，但是与内旋流器叶片安装角为50°的火焰形状依然有较大差距。对比同一内旋流器叶片安装角的双旋流器在不同当量比下的火焰结构可以看出，虽然火焰形状随当量比改变而改变，但这种变化具有一定的继承性和规律性。-34- 上海交通大学硕士学位论文3-8不同叶片安装角下OH分布Fig.3-7ThedistributionofOHindifferentvaneangle3.3.3.内外旋流器相对旋向对火焰形状的影响本文中，只对内旋流器叶片安装角为40°的双旋流器做了内外旋流器相对旋向为同向和反向的两组实验，实验对照结果如图3-9所示。从图中可以看出，内外旋流器相对旋向对火焰形状有显著影响。在高当量比下，内外旋向为反向的火焰，在发展过程中有逐渐靠近y轴的趋势，即火焰在发展过程中有向内侧偏转，而内外旋向为同向的火焰图像在发展过程中有向x轴偏转的趋势，即火焰在发展过程中向外侧偏转。在Φ=0.62时，反向火焰宽度随火焰发展成线性增加，最终形成两三角形区域，而同火焰宽度则随着火焰的发展逐渐变宽，但该变化为非线性的，起始段变化较缓慢，靠近火焰尾段变化较剧烈。在Φ=0.47时，反向火焰区域面积与前一工况相比明显减小，但是同向火焰与前一工况相比则没有明显变化。在Φ=0.38时，反向火焰面积再次减小，同向火焰面积依旧与前一工况相似，但中间有被掐断的趋势。Φ小于等于0.32时，同向与反向火焰形状变的相似。-35- 上海交通大学硕士学位论文3-9不同旋向下OH分布Fig.3-9ThedistributionofOHindifferentrotation总体来看，双旋流器内外旋向对火焰形状有显著影响。且同向双旋流器火焰与反向双旋流器火焰相比有一明显特点是Φ的改变对其火焰形状的影响较小，对比同以当量比下同向与反向的火焰形状可以看出，同向的火焰形状与其前一工况下的火焰形状更接近，即同向旋流器在不同Φ下火焰形状有更好的继承性。3.4火焰结构的定量分析以上都是对OH分布的定性描述，从这些分析结果中，我们可以得到火焰形状及发展趋势总体信息，但是根据这样的信息所得到的结论是不够准确的且定性描述不能将OH分布图中的全部信息有效利用。所以有必要对OH分布图中所包含的火焰结构信息进行定量描述，再进一步从中探究火焰结构的变化规律。3.4.1火焰结构特征参数定义为了对火焰结构进行定量分析，本文依据所拍摄的双旋流器燃油火焰结构特点，定义若干火焰结构的特征参数。首先是火焰发展轨迹，即在OH基分布图中找到不同z轴位置处，OH基浓度沿x变化的最大值点，并用光滑的曲线将这些点连接，所得到的曲线，即火焰沿z轴的发展轨迹曲线。其中火焰起始点为拍摄区域内，火焰发展轨迹曲线的起始点。其次是火焰偏转角，其定义为在火焰发展轨迹曲线上任意一点的切线与z轴正方向的夹角为火焰偏转角。这样一来，火焰偏转角从火焰起始点开始，沿x轴的变化则定量的描述了火焰位置随x的变化的-36- 上海交通大学硕士学位论文规律。火焰发展轨迹曲线如图3-10中黑色曲线所示，曲线上任意一点P所对应的偏转角即图中αp。火焰起始角度α0定义为，火焰发展轨迹起始点处火焰偏转角。火焰面积A的定义为，火焰轮廓所包围的燃烧区域的面积[35]。3-10火焰结构参数定义Fig.3-10Theparameterdefiningofflamestructure3.4.2当量比对火焰结构的影响由前面对火焰OH分布的定性分析可以看出，当量比变化对火焰形状有显著影响，总体趋势是随着当量比的减小，火焰燃烧区域面积减小，即火焰变小，但当量比对火焰的偏转却没有显著的影响。为了确切对的描述当量比变化对火焰结构的影响，下面将对比分析不同当量比下火焰结构参数随当量比的变化规律。3.4.2.1当量比对火焰发展轨迹的影响如图3-11所示为当量比对不同结构的双旋流器火焰发展轨迹的影响。从图中我们可以看出，在Φ≥0.38时，各个不同结构的双旋流器火焰发展轨迹曲线各不相同。但随着当量比降低，当Φ≤0.32时，不同结构的双旋流器火焰发展轨迹变得全都相似。在高当量比下（Φ≥0.38），火焰发展轨迹总体来说都比较“直”的，即其曲线的曲率都比较小。但是在低当量比下（Φ≤0.32），火焰发展轨迹在起始段比较“直”，但是发展到火焰末端，其轨迹都向x轴发生大角度偏转。总的来说，当量比对火焰发展轨迹有较大的影响，而且Φ=0.38是一特征当量比，对比不同结构的双旋流器火焰发展轨迹，Φ≥0.38时，不同结构双旋流器的火焰发展轨迹各不相同，但其特征是曲线的曲率都比较小，Φ≤0.32时不同结构双旋流器的火焰发展轨迹都变得十分相似，且都在火焰末端出现大角度偏转。-37- 上海交通大学硕士学位论文a.Φ=0.62时火焰发展曲线b.Φ=0.47时火焰发展曲线d.Φ=0.32时火焰发展曲线c.Φ=0.38时火焰发展曲线e.Φ=0.27时火焰发展曲线3-11火焰发展轨迹曲线随当量比变化Fig.3-11ThecomparationofflamecurveindifferentΦ-38- 上海交通大学硕士学位论文3.4.2.2当量比对火焰偏转角的影响如图3-12所示，为当量比对不同结构的双旋流器火焰偏转角的影响。从图中我们可以看出，对比图3-11中火焰发展轨迹，当量比对火焰偏转角的影响有类似的规律。同样是在Φ≥0.38时，火焰偏转角沿径向的变化规律类似，在Φ≤0.32时的两个工况火焰偏转角沿x的变化规律类似，但与前面三个当量比的结果相比有较大不同。在高当量比下（Φ≥0.38），各个不同结构双旋流器火焰偏转角随x变化幅度相对较小，且变化没有太大规律性，但是大部分都在90°内，说明火焰发展的方向还是与气流方向一致的。但在低当量比下，各个不同结构的双旋流器火焰偏转角随x变化幅度则相对较大，但它们的变化规律都变得十分相似。在此当量比范围内，双旋流器结构对火焰偏转角的影响可以忽略不计，且火焰偏转角有超过90°的区域存在，说明此处火焰逆着气流方向发展。总的来说，在高当量比下火焰偏转角随x变化规律类似，在低当量比下火焰偏转角沿x变化规律类似，存在一个特征当量比Φ=0.38。Φ大于此值时火焰发展方向与气流方向相同，但不同结构的双旋流器火焰偏转角随x变化规律不同。Φ小于此值时，在火焰末端，其发展方向与气流方向相反，且不同结构的双旋流器火焰偏转角随x变化规律一致。a.Φ=0.62时火焰偏转角b.Φ=0.47时火焰偏转角-39- 上海交通大学硕士学位论文c.Φ=0.38时火焰偏转角d.Φ=0.32时火焰偏转角e.Φ=0.27时火焰偏转角3-12火焰偏转角随当量比变化Fig.3-12ThecomparationofflameangleindifferentΦ3.4.2.3当量比对火焰起始偏转角的影响如图3-13所示为不同当量比下各双旋流器火焰起始偏转角，从图中我们可以看出随着当量比的增加，火焰起始偏转角总体呈先增大后减小的趋势。双旋流器1与双旋流器2的火焰起始偏转角随当量比的变化趋势相近，两者皆先随当量比的增加而增加，在Φ=0.47时达到最大，而后随当量比增加而显著减小。双旋流器3的火焰起始偏转角随当量比的变化也有先增加后减小的趋势，但是其在Φ=0.38时达到最大，而后随当量比减小而缓慢减小。双旋流器4的火焰起始偏转角随当量比起初保持近似不变，在Φ≤0.47时，随当量比增加而显著减小。总的来说，火焰起始偏转角随当量比的增加有先增加后减小的趋势，而具体增幅与双旋流器的结构有关。-40- 上海交通大学硕士学位论文3-13火焰起始偏角随当量比变化Fig.3-12ThecomparationofflamestartangelindifferentΦ3.4.2.4当量比对火焰面积的影响如图3-14所示为不同当量比下各双旋流器火焰面积，从图中我们可以看出，随着当量比的增加火焰面积总体呈依次增加的趋势，双旋流器2与双旋流器1的火焰面积随当量比的变化趋势相近，从Φ=0.28到Φ=0.47的这四个工况，其面积缓慢增加，在Φ=0.47增加到Φ=0.62区间内，对比这两个工况，其面积显著增加。对于双旋流器1，其面积变化与其余三者相比要剧烈的多，且在Φ=0.62和Φ=0.47时，其面积显著大于相同当量比下其他结构双旋流器的火焰面积。对于双旋流器4，在Φ=0.62和Φ=0.47时，两者火焰面积几乎相同，而其他结构的火焰面积，在这两个当量比下会有显著不同。总的来说，双旋流器火焰面积随当量比的增加而增加。但具体增加的幅度与双旋流器的结构有关。3-14火焰起面积随当量比变化Fig.3-14ThecomparationofflameareaindifferentΦ3.4.3旋流器叶片安装角对火焰结构的影响从上述定性分析可以看出，双旋流器中内旋流器的叶片安装角对火焰形状有显著影响，总体趋势为随该安装角的增大，火焰逐渐变得狭长。-41- 上海交通大学硕士学位论文3.4.3.1旋流器叶片安装角对火焰发展轨迹的影响如图3-15所示为不同工况下，双旋流器中内旋流器叶片安装角对火焰发展轨迹的影响。在不同当量比下，对比相同x位置处火焰发展轨迹的z坐标，我们大体上可以看出，双旋流器2的z坐标总是低于双旋流器3而高于双旋流器1，且不同结构的双旋流器火焰发展轨迹在起始段十分接近，但是在随后发展过程中迅速分开。在Φ≥0.38时，旋流器内叶片安装角对火焰发展轨有显著影响。但在Φ≤0.32时，不同内旋流器叶片安装角的火焰发展轨迹几乎不受双旋流器结构的影响，三条曲线都十分接近，对应不同径向位置的轴向坐标，并没有哪条曲线一直高于另一条曲线，三条曲线在发展过程中有数个交点。总的来说，在高当量比下，内旋流器叶片安装角对火焰发展轨迹影响较大，且其安装角越大火焰发展轨迹曲线相对越高，即说明火焰越向内侧偏转。但是在低当量比下对，其对火焰发展轨迹曲线的影响则微乎其微。a.Φ=0.62时叶片安装角对火焰发展轨迹b.Φ=0.47时叶片安装角对火焰发展轨迹影响影响c.Φ=0.38时叶片安装角对火焰发展轨迹d.Φ=0.32时叶片安装角对火焰发展轨迹影响影响-42- 上海交通大学硕士学位论文e.Φ=0.27时叶片安装角对火焰发展轨迹影响3-15不同当量比下叶片安装角对火焰发展轨迹影响Fig.3-15TheinfluenceofvaneangelinflamecurveindifferentΦ3.4.3.2旋流器叶片安装角对火焰偏转角的影响如图3-16所示为不同当量比下，双旋流器中内旋流器叶片安装角对火焰偏转角的影响。从图中可以看出，在Φ≥0.38时，双旋流器2，3的火焰偏转角沿x的变化规律类似，其火焰偏转角随x变化均呈先保持不变后显著增大的趋势。而在同一当量比下，双旋流器1火焰偏转角随x的变化规律与前两者有较大差别，首先其火焰偏转角随x变化范围要更小，其次在Φ=0.62时其变化规律与前两者完全相反。随着当量比的减小，双旋流器1火焰偏转角随x变化趋势与双旋流器2，3变化趋势的差别逐渐减小，都呈现先保持不变后显著增大的趋势。对比不同当量比下，火焰偏转角随x的变化规律，发现在高当量比下内旋流器叶片安装角对火焰偏转角的影响较大，随着当量比减小，其产生的影响逐渐减小。总的来说，双旋流器中内旋流器叶片安装角对火焰偏转角有较大影响。但基本可以分为两类，第一类包括安装角为40°的双旋流器，第二类则包括安装角为45°和50°的双旋流器。这两类火焰偏转角随x变化有较大差距。安装角对火焰偏转角的影响存在一个特征当量比，即Φ=0.38，在该当量比以上安装角对火焰偏转角的影响较为明显，在该当量比一下安装角对火焰偏转角的影响减弱。-43- 上海交通大学硕士学位论文a.Φ=0.62时叶片安装角对火焰偏转角影响b.Φ=0.47时叶片安装角对火焰偏转角影响c.Φ=0.38时叶片安装角对火焰偏转角影响d.Φ=0.32时叶片安装角对火焰偏转角影响e.Φ=0.27时叶片安装角对火焰偏转角影响3-16不同当量比下叶片安装角对火焰偏转角影响Fig.3-16TheinfluenceofvaneangelinflameangleindifferentΦ-44- 上海交通大学硕士学位论文3.4.3.3旋流器叶片安装角对火焰起始偏转角的影响如图3-17所示为双旋流器中内旋流器叶片安装角对火焰起始偏转角的影响，从图中我们可以看出在同一当量比下，双旋流器2的起始偏转角总是大于双旋流器3的起始偏转角并小于双旋流器1的起始偏转角。双旋流器1与双旋流器2起始偏转角随当量比的变化规律相似，皆为随当量比的增加，起始偏转角先增加后减小，在当Φ=0.47时达到最大值。而双旋流器3的起始偏转角随当量比的变化趋势与前两者不同，它的规律为先保持近似不变而后依次减小。总的来说，双旋流器中内旋流器对火焰起始偏转角的影响是明显的。安装角为40°和45°的双旋流器火焰起始偏转角对当量比变化规律类似，但与安装角为50°的双旋流器起始偏转角随当量比的变化规律不同。其影响的规律中，存在一个特征当量比，即0.47，在该当量比前后，双旋流器火焰起始偏转角随当量比的变化规律不同。3-17不同当量比下叶片安装角对火焰起始偏转角影响Fig.3-17TheinfluenceofvaneangelinflamestartangleindifferentΦ3.4.3.4双旋流器叶片安装角对火焰面积的影响如图3-18所示为双旋流器中内旋流器叶片安装角对火焰面积的影响，从图中我们可以看出安装角为45°和安装角为50°的双旋流器火焰面积随当量比的变化趋势相似，其火焰面积都是先近似保持不变，而后突然上升，在Φ=0.62时达到最大值。安装角为40°的双旋流器火焰面积随当量比增加，起初保持小幅增加，在Φ≥0.38的范围内，其值急剧增加，并在Φ=0.62时达到最大值。且该最大值约为双旋流器1与2火焰面积最大值的3倍。总的来说，双旋流器中内旋流器对火焰面积的影响是明显的。安装角为45°和50°的火焰面积随当量比变化规律类似，其两者与安装角为40°的变化规律有显著不同。其影响规律中存在一个特征当量比，对于安装角为45°和50°的旋流器而言，为Φ=0.47，对于安装角为40°的双旋流器而言，为Φ=0.38。在特征当量比两侧，火焰面积随当量比的变化规律迥异。-45- 上海交通大学硕士学位论文3-18不同当量比下叶片安装角对火焰面积影响Fig.3-17TheinfluenceofvaneangelinflameareaindifferentΦ3.4.4旋流器内外旋向对火焰结构的影响从以上定性分析可以看出，双旋流器内外旋流器相对旋向对火焰形状有显著影响。对比双旋流器1与双旋流器4，在高当量比下反向燃烧区域面积远大于同向燃烧区域面积，且两者火焰形状及火焰偏转方向完全不同，但随着当量比的减小而减小，两者差异逐渐减小。3.4.4.1旋流器内外旋向对火焰发展轨迹的影响如图3-19所示为双旋流器内外相对旋向对火焰发展曲线的影响，从图中我们可以看出，在Φ≥0.38时，两者火焰发展曲线都近似一条直线，只在火焰发展的末端有少许弯曲。而当Φ小于此值时，两者火焰发展轨迹在末端均大幅向下偏转。说明在高当量比下，火焰发展轨迹主要受旋流器内外旋向影响，但随当量比进一步降低，其产生的影响减弱。当Φ=0.62时，在火焰发展末端，同向双旋流器火焰发展轨迹向下偏转，反向双旋流器火焰向上偏转。随着当量比进一步减小，同向火焰发展轨迹均在末端向下偏转，而反向则是由向上偏转逐渐变得向下偏转。在Φ≥0.38时，同向火焰发展轨迹大体上总高于反向火焰发展轨迹，即在此当量比范围内同向火焰总是在反向火焰的内侧。在Φ≤0.38时，同向火焰发展轨迹与反向火焰发展轨迹十分接近，但还是有同向曲线在反向曲线外侧的趋势。总的来说，双旋流器内外旋向对火焰发展轨迹有显著影响。在高当量比下，两者发展的趋势有较大不同，但随着当量比减小，两者差距逐渐减小。Φ=0.38为其特征当量比，在该当比以下下时，旋向对火焰发展轨迹的影响微弱。-46- 上海交通大学硕士学位论文a.Φ=0.62内外旋流器旋向对火焰偏b.Φ=0.47内外旋流器旋向对火焰偏发发展轨迹影响展轨迹影响c.Φ=0.38内外旋流器旋向对火焰偏发d.Φ=0.32内外旋流器旋向对火焰偏发展轨迹影响展轨迹影响e.Φ=0.27内外旋流器旋向对火焰偏发展轨迹影响3-19不同当量比下旋流器内外旋向对火焰发展轨迹影响Fig.3-18TheinfluenceofswirlerdirectionofrotationinflamecurveindifferentΦ-47- 上海交通大学硕士学位论文3.4.4.2旋流器内外旋向对火焰偏转角的影响如图3-20所示为双旋流器内外旋旋向对火焰偏转角的影响，从图中我们大体可以将火焰偏转角随x的变化规律分为两类，即高当量比（Φ≥0.38）一类，低当量比（Φ≤0.32）一类。在高当量比下，不同旋向双旋流器火焰偏转角随x变化趋势完全不同，反向的偏角先少量增大而后持续减小，表示火焰逐渐向内侧偏转；而同向的火焰偏转角先少量增加后又剧烈增加，说明其火焰逐渐向外侧偏转，且越往后其向外侧偏转越剧烈。而在低当量比下，两者偏转角均先小幅下降后显著增大。对比高低当量比下，火焰偏转角的具体值，可以看出在高当量比下两者偏转角基本在60°附近小幅波动，但在低当量比下，两者偏转角都有大于90°的区域存在，说明此时火焰已经逆着气流方向发展了。总的来说，双旋流器内外旋向对火焰偏转角随x的变化有显著影响。在高当量比下，两者火焰偏转的趋势完全不同，但随着当量比减小，两者偏转趋势逐渐变得接近，在Φ=0.27时，两者偏转趋势几乎相同。存在一特征当量比，即Φ=0.38，在此当量比以下，旋向对火焰偏转角的影响变得很小。a.Φ=0.62内外旋流器旋向对火焰偏转角影响.Φ=0.47内外旋流器旋向对火焰偏转角影响c.Φ=0.38内外旋流器旋向对火焰偏转角影d.Φ=0.32内外旋流器旋向对火焰偏转角影响响-48- 上海交通大学硕士学位论文e.Φ=0.27内外旋流器旋向对火焰偏转角影响3-20不同当量比下旋流器内外旋向对火焰偏转角影响Fig.3-20TheinfluenceofswirlerdirectionofrotationinflameangleindifferentΦ3.4.4.3旋流器内外旋向对火焰起始偏转角的影响如图3-21所示为双旋流器内外相对旋向对火焰偏起始转角的影响，从图中我们可以看出不同旋向的双旋流器火焰起始偏转角随当量比的变化趋势一致，其均随着当量比的增加先增加后减小。不同之处在于，其最大值所对应的当量比不同，对于反向双旋流器在Φ=0.47时，其火焰起始偏转角达到最大值，对于同向双旋流器在Φ=0.38时达到最大值。且反向火焰起始偏转角随当量比的变化幅度明显比同向变化幅度大，且在每一当量比下，反向的起始偏转角总是大于同向的起始偏转角。总的来说，双旋流器内外旋向对火焰起始偏转角的影响是明显的，但两者的变化趋势一致，只是变化幅度和每一当量比所对应的具体值不同。在这一规律中存在两个特征当量比，对应反向而言是Φ=0.47，对于同向而言是Φ=0.38。3-21旋流器内外旋向对火焰起始偏转角影响Fig.3-19Theinfluenceofswirlerdirectionofrotationinflamestartangle-49- 上海交通大学硕士学位论文3.4.4.4旋流器内外旋向对火焰面积的影响如图3-22所示为双旋流器内外相对旋向对火焰面积的影响，从图中我们可以看出不同旋向的双旋流器火焰面均随着当量比的增加而增加的，但是两者随当量比的变化的增幅却不尽相同。对于反向双旋流器火焰面积而言，其先随着当量比增加缓慢增加，而后随当量比变化剧烈增加。而同向双旋流器火焰面积先随当量比变化小幅增加，而后随当量比增加急剧增加，最后又保持稳定。两者火焰面积在低当量比下接近，但是在Φ≥0.38时，反向的火焰面积明显逐渐大于同向火焰面积。总的来说，双旋流器内外旋向对其火焰面积的影响是明显的，存在一个特征当量比，即Φ=0.38，当量比大于此值时，旋向对火焰面积的影响变大。3-22旋流器内外旋向对火焰面积影响Fig.3-21Theinfluenceofswirlerdirectionofrotationinflamearea3.5燃烧室出口温度分布及气体成分结果分析3.5.1燃烧室出口温度分布变化规律燃烧室设计的一个重要指标是燃烧室出口温度分布的不均匀系数，该系数越大，表示燃烧室出口温度分布越不均匀，其计算式为[38]：TT−maxaQ=(3-3)TT−ain其中Q为燃烧室出口温度不均匀系数，Tmax为燃烧室出口最高温度，Ta为燃烧室出口平均温度，Tin为燃烧室入口温度。-50- 上海交通大学硕士学位论文3.5.1.1当量比对燃烧室出口温度不均匀系数的影响如图3-23所示为当量比对燃烧室出口不均匀系数的影响，从图中我们可以看出，不同结构的旋流器出口不均匀系数都随着当量比的增加而减小。这是由于本实验中保持燃油量不变，通过改变进气量来改变当量比。当量比越高说明进气越少，气体旋流的速度就越小，对燃烧室出口温度分布影响就越小。3-23当量比对燃烧室出口不均匀系数影响Fig.3-23TheinfluenceofΦinQ3.5.1.2双旋流器叶片安装角对燃烧室出口温度不均匀系数的影响如图3-24所示为双旋流器内叶片安装角对燃烧室出口不均匀系数的影响，从图中我们可以看出，双旋流器中内旋流器叶片安装角最大的（50°），在各个当量比下其出口温度分布的不均匀系数都是最小的，但是从图并不能得到随着内叶片安装角变大，燃烧室出口温度分布不均匀系数就减小的结论，因为叶片安装角为45°的不均匀系数要大于40°的不均匀系数。3-24叶片安装角对燃烧室出口不均匀系数影响Fig.3-24TheinfluenceofvaneangleinQ-51- 上海交通大学硕士学位论文3.5.1.3双旋流器旋向对燃烧室出口温度不均匀系数的影响如图3-25所示为双旋流器内外相对旋向对燃烧室出口温度不均匀系数的影响，从图中可以看出，双旋流器内外相对旋向对燃烧室出口不均匀系数几乎没有影响。3-25旋流器内外旋向对燃烧室出口不均匀系数影响Fig.3-25TheinfluenceofswirlerdirectionofrotationangleinQ3.5.2燃烧室出口气体成分变化规律随着人们环保意识的增加，大家越来越关注燃机NOX排放，希望所设计的燃烧器产生的NOX能够尽可能低的。3.5.2.1当量比对燃烧室出口NO排放的影响如图3-26所示为当量比对燃烧室出口NO排放的影响，从图中可以看出，随着当量比的增加，不同结构的双旋流器NO的排放均逐渐增加。这是由于，在本实验中，燃油量一定，通过改变进气量来调节当量比，当量比越高说明进气量越少，随之绝热火焰温度则越高，所以NO排放越高。3-26当量比向对NO排放影响Fig.3-26TheinfluenceofΦinNOemissionswirlerdirectionofrotation-52- 上海交通大学硕士学位论文3.5.2.2双旋流器叶片安装角对燃烧室出口NO排放的影响如图3-27所示为双旋流器内叶片安装角对对燃烧室出口NO排放的影响，从图中可以看出，在每一当量比下，双旋流器内叶片安装角越大，则燃烧室出口的NO排放量越少。3-27叶片安装角对NO排放影响Fig.3-27TheinfluenceofvaneangleinNOemission3.5.2.3双旋流器内外旋向对燃烧室出口NO排放的影响如图3-28所示为双旋流器内外旋向对燃烧室出口NO排放的影响，从图中可以看出，在各当量比下，同向双旋流器的NO排放量总是小于反向双旋流器的NO排放量。3-28旋流器内外旋向对NO排放影响Fig.3-28TheinfluenceofswirlerdirectionofrotationinNOemission-53- 上海交通大学硕士学位论文3.6本章小结本章主要研究了当量比，内旋流器叶片安装角，内外旋流器相对旋向对火焰结构的影响。为了定量的讨论前者对后者的影响规律，特别的定义了火焰发展轨迹，火焰偏转角，火焰起始偏转角以及火焰面积等四个特征参数来定量的描述燃油火焰结构特征。研究结果发现：1.存在某一特征当量比，使得当量比大于此值时火焰形状及发展趋势主要受双旋流器几何结构的影响，不同几何结构的双旋流器火焰结构表现出较大差异，但若当量比小于此值，则当量比对火焰结构的影响占主导，此时双旋流器几何结构的上的差异并不会对火焰结构产生巨大影响；2.内旋流器叶片安装角越大，不同当量比下火焰结构的继承性就越强。即当内旋流器叶片安装角很大时，各个不同当量比下，火焰形状及发展趋势保持高度相似。而在内旋流器叶片安装角较小的情况下，当量比的不同会对火焰形状及发展趋势产生巨大影响。3.内外旋流器相对旋向对火焰结构有很大影响。相对而言同向双旋流器火焰结构继承性更强，而反向双旋流器火焰结构在不同当量比下则表显示出巨大差异。存在某一特征当量比，当量比大于此值时，同向火焰向外侧偏转，反向火焰向内侧偏转，当量比小于此值时，两者火焰结构均向外侧偏转。且当量比大于此值时，两者火焰形状相差悬殊，当量比小于此值时，两者间差异减小。4.总的说来当量比和可以连续变化的双旋流器几何参数都存在一个特征值，这些特征值将影响火焰结构的变量划分为不同的区间，在每一个区间内，不同类别的变量对火焰结构的影响强弱不同。本章还研究了当量比及内旋流器叶片安装角，内外旋流器相对旋向对燃烧室出口温度分布不均匀系数和NO排放的影响，并得到以下结论：1.当量比越大，燃烧室出口温度分布不均匀系数越小。旋流器内叶片安装角对燃烧室出口温度分布不均匀系数没有规律性影响。旋流器内外旋向对燃烧室出口温度分布不均匀系数没有影响。2.当量比越大，燃烧室出口NO排放越多。旋流器内叶片安装角越小，燃烧室出口NO排放越多。反向旋流器燃烧室出口NO排放比同向多。3.如果只考虑燃烧室出口温度分布不均匀系数和NO排放，则选用内旋流器叶片安装角度大的反向双旋流器。-54- 上海交通大学硕士学位论文第四章双旋流燃油燃烧的数值模拟随着计算流体力学，计算燃烧学以及计算机硬件技术的发展，湍流燃烧的数值模拟在工程实践中得到越来越广泛的应用。当前，在燃烧室的设计中，一般都包括了对所设计模型进行数值模拟的环节。相对于燃烧室的台架实验而言，数值计算即节约成本也节约时间，虽然目前数值计算的精度有限，尤其是在湍流燃烧中，由于采用简化的燃烧反应机理，所以对反应中间产物的估计存在偏差。再者在燃油燃烧的计算中，由于对液滴与空气两相流的简化处理，以及对喷嘴雾化特性的简化处理，都很大程度上影响计算结果的准确性。但总的来说，湍流燃烧的数值模拟结果，可以很直观的给出计算区域流场特性，温度场特性等信息。我们不仅可以从这些结果中分析出一些在实验中不能观察到的现象。反之也能够使用实验中测量到的某些量，对数值模拟过程中所涉及的相关参数进行优化设置，以使计算结果更加贴合实验结果，并总结出一套切实可行的提高湍流燃烧计算精度的方法。4.1计算模型的选取本次数值计算主要是对双旋器的燃油燃烧过程进行数值模拟，由于这是一个包含两相流的湍流燃烧过程，所以在计算之初要明确几个重要模型的选取。4.1.1湍流模型的选取首先就是湍流数值模拟方法的选取。根据现有方法的计算精度大致可以分为三类，即直接数值模拟（DirectNumericalSimulation,DNS），大涡模拟（LargeEddySimulation,LES）和雷诺平均数值模拟（ReynoldsAverageNavier-Stokes,RANS），其计算精度依次降低。其中计算最准确的即直接数值模拟，该方法是对N-S方程（Navier-StokesEquations）直接进行求解，而不做简化处理。它可以辨别流场的细节信息，捕捉到流场中不同尺度的瞬时结构，但其对时间和空间的分辨率要求很高，所以极其占用计算机资源。且如果将该方法与详细化学反应机理耦合，计算量又将成倍的增加，所以在进行小成本计算，只希望得到稳态的流场及温度场等信息时，使用这种方法是得不偿失的。当前大涡模拟的计算精度仅次于直接数值模拟方法，其核心思想是将湍流中的大涡旋和小涡区分开，对大涡进行N-S方程的直接求解，对小涡则是通过其与大涡的间的联系进行间接求解。该方法计算精度高，适用范围广，且对计算机资源的占有量相对较低，所以目前已较为广泛的被应用到湍流燃烧计算中。但是在本次计算中，由于工况较多，且不关注流场-55- 上海交通大学硕士学位论文的瞬态信息，所以也没有采用这种方法。最终在本次计算中采用了对计算机资源占用最少的，雷诺平均数值模拟方法（RANS）进行数值计算。雷诺平均数值模拟方法的核心思想是对N-S方程进行雷诺平均，用低阶的关联量和统计平均量来模拟位置的高阶关联量，并以此为依据建立湍流模型，通过求解湍流粘性系数，来使N-S方程封闭。这种方法的优势在于，对计算机资源占用量少，计算时间小，且计算精度满足一般工程应用的需求。根据雷诺平均数值法中粘性系等求解的方法，又可将其细分为零方程模型，单方程模型，双方程模型等。这包括了标准K-ε模型，RNGK-ε，Realizablek-ε模型，RSM模型等。在本次数值计算中参考了沈阳航空航天大学的蒲宁对高旋流下湍流模型的对比研究[47]。其指出，Realizablek-ε模型是所对比的几个涡粘模型中最适用于强旋流计算的模型。且依据Fluent用户手册的介绍，Realizablek-ε模型也被称为带旋流修正的k-ε模型，比起标准k-ε模型来说，它对于旋转流动、强逆压力梯度的边界流动、流动分离和二次流有很好的表现。基于以上考虑，所以在接下来燃油燃烧计算中也选用该模型进行计算。4.1.2燃烧模型的选取本次湍流燃烧计算中另一关键模型是燃烧模型。从燃烧现象的大类入手，双旋流器燃油燃烧是一个液体燃料的湍流扩散燃烧过程，所以在众多燃烧模型的选取中，则主要关注适用于非预混燃烧的模型。在Fluent软件中，非预混燃烧模拟的主要方式有，平衡混合分数/PDF模型（DescriptionoftheEquilibriumMixtureFraction/PDFModel），非预混平衡化学反应的模拟方法（ModelingApproachesforNon-PremixedEquilibriumChemistry）；非预混平衡模型的用户输入（UserInputsfortheNon-PremixedEquilibriumModel）；层流小火焰模型（TheLaminarFlameletModel）；在prePDF数据库中添加新种类（AddingNewSpeciestotheprePDFDatabase）等方法。由于双旋流器燃油燃烧满足使用PDF模型的两个条件：1，流动是湍流；2，反应系统中包括一个燃料流和一个氧化剂流。且根据Fluent用户文档的介绍，在满足以上条件的前提下，该方法要优于有限速率方法。且该方法只需解一到两个守恒量即混合分数，而不需要解多步反应方程，因此其对计算资源占有量小，且计算结果满足工程需求，所以在本次计算中选用平衡混合分数/PDF模型进行燃烧计算。-56- 上海交通大学硕士学位论文4.1.3离散相模型的选取本次数值模拟的对象是燃油燃烧，其燃烧过程包括了燃油的雾化、蒸发及燃烧等，由于油雾的分布对燃油燃烧过程，以及对最终流场和温度场的结构都有关键影响，所以尽可能的选取贴合实验数据的离散相模型至关重要。燃油在高温燃气中雾化蒸发是一个两相流动的过程，如果从燃油喷嘴的内部结构入手，直接通过模拟燃油在离心式压力雾化喷嘴内部流动，及从喷嘴出口喷出并与周围空气相互作用的整个过程，从而得到油滴分布，这显然费时费力，且模拟结果精度又不能得到保证的。在此，我们只关注液滴在离开喷嘴以后的流动，蒸发，燃烧等过程，所以采用Fluent中的射流源来模拟雾化过程。为了对比软件中自带射流源模型的精度，在热态计算之初，对比了采用自定义射流源模型和实心锥射流源模型这两种方法在喷嘴的实验工况下的模拟精度。4.2射流源模拟准确性评估由于油雾场的分布对于燃烧过程，以及最终流场和温度场有关键性影响，所以有必要单独检验所选用的射流源模型，以及相关参数设置方法是否可行。而在热态实验中，对喷嘴雾化特性的测量具有一定难度，所以在本文中使用冷态喷嘴雾化特性的测量参数与冷态模拟结果进行对照，以验证射流源模型设置的可行性。4.2.1几何模型的建立该计算是为了模拟实验使用的真实喷嘴在大空间内的射流特性，所以模拟中建立了一个直径为600mm高为600mm的圆柱形空间来模拟无限大空间。射流源的位置选择在距离圆柱顶端100mm处，并向下射流。如图4-1所示为几何体示意图，其中z方向垂直向上。图4-1计算区域几个模型Fig.4-1Thegeometryofsimulation-57- 上海交通大学硕士学位论文4.2.2网格划分网格采用四面体非结构性网格，最大体网格的尺寸控制在10mm以内，总网格数约为270w。具体网格细节如图4-2所示。x图4-2计算区域网格划分Fig.4-2Themeshofthesimulation4.2.3CFD模拟本次计算中射流源采用两种方法定义，并将结果进行对比。方法一是利用fluent中自带的实心锥射流源模型，其中射流源的流量，雾化张角以及初始粒径参考实验值，这种方法的优点是操作简便，但是初始值的设定不能完全反应实验中所测量的喷嘴特性；方法二是采用自定义文件进行设置，该文件以实验中压力为P=1.95时，距离喷嘴出口15mm处截面上的液滴分布特性为依据，该方法的优点在于射流源初始值的设置可以比较贴合实验所测量的喷嘴雾化特性，缺点在于需要根据实验测量结果制作一个用户自定义的射流源文件，整个过程比较麻烦。周围大空间的设置方法为，圆柱体上端面设置为速度入口，初始速度设置为0.001m/s，圆柱下端面设置为压力出口，圆柱侧壁面设置为壁面，流体的温度统一设置为300K。现在详细介绍自定义射流源模型的设置方法。从P=1.95MP的实验数据，可以得到喷嘴的质量流量为Q=0.0013kg/s，雾化锥角为δ=63°。在距离喷嘴出口15mm的截面上，液滴速度沿x分布规律如图4-3a所示，液滴直径随x分布规律如图4-3b所示。-58- 上海交通大学硕士学位论文a.液滴速度沿x分布规律b.液滴粒径沿x分布规律图4-3液滴在z=15mm截面上分布特性Fig.5-3Thecharacterofdropatthecrosssectionwherez=15mm使用直线拟合，可以得到：Dx=16.161.86+(4-1)32Vx=732.1−(4-2)其中D32为SMD直径（μm），x（mm）为x轴坐标，V（m/s）为绝对速度。射流源的位置设置在喷嘴正下方15mm处，由于是锥形喷嘴，且雾化锥角已知，可以据此求得在计算中液滴的发射面为一个圆形面，该圆的半径为9.19mm。根据以上两式，可以沿半径方向设置n个离散的液滴发射点，不同位置处液滴的-59- 上海交通大学硕士学位论文粒径及速度按照实验值设定。即在图4-4中右侧所示，所设置的离散液滴的速度以及粒径沿径向的变化规律与上式相同。图4-4自定义射流源设置方法Fig.4-4Thedefinitionoftheuserinjection4.2.4CFD结果及分析实验测量了喷嘴出口截面15mm，40mm，60mm，80mm，100mm上液滴的速度及粒径分布。但第二种计算方法中z=15mm的截面上的数值就是实验值，所以接下来对计算值考察时只选用z=40mm，60mm，80mm，100mm截面上的结果。如图4-5，4-6所示，给出了按第一种方法，也就是按实心锥模型所定义的射流源在实验工况下的计算结果。从图中我们可以看到，在不同截面上，速度与液滴直径都呈现中间大边缘小的趋势。其速度变化趋势与实验值一直，但是液滴粒径的变化趋势却与实验值相反。但是计算值中，液滴速度以及液滴粒径变化范围与实验值一致。但是由于计算值中粒径分布与实验存在较大偏差，如果使用该模型进行计算，那么燃料在燃烧室中的分布必定与真实条件下燃油在燃烧室内的分布产生较大偏差，所以最终导致计算结果与真实值产生较大偏差，所以使用该模型进行燃油燃烧的计算，可行性有待进一步验证。a.z=40mm截面上液滴粒径分布c.z=80mm截面上液滴粒径分布-60- 上海交通大学硕士学位论文b.z=60mm截面上液滴粒径分布d.z=100mm截面上液滴粒径分布图4-5第一种方法得到的不同截面上液滴粒径分布Fig.4-5TheSMDsimulationresultoffirstwaya.z=40mm截面上液滴速度分布c.z=80mm截面上液滴速度分布b.z=60mm截面上液滴速度分布d.z=100mm截面上液滴速度分布图4-6第一种方法得到的不同截面上液滴速度分布Fig.4-6Thevelocitysimulationresultoffirstway-61- 上海交通大学硕士学位论文如图4-7，4-8所示为使用自定义射流源的计算结果。由于在100mm截面处液滴已经完全蒸发掉了，所以在该截面上没有读取到液滴信息。比较其余截面可以看出，在不同截面处液滴的直径呈现中间小，边缘大的变化趋势。液滴的速度则呈现中间大，边缘小的趋势。这两者的变化趋势与实验值相同。考查不同位置处液滴速度与粒径数值，可以看出其与实验的出入较小，但是在Z=60mm截面以后，与实验的差异变大。考虑到在燃烧中，由于高温的影响，会加快液滴的蒸发速率，液滴的穿越的距离会变短，所以距离喷嘴较远处计算值与实验值的偏差，在热态计算中可以被一定程度的抵消掉。总的来说，对比自定义射流源和直接使用Fluent中现有模型两种方法，自定义射流源的计算结果可靠性更高，计算更准确，所以在接下来热态计算中就使用这种方法定义射流源。如图4-9所示为使用自定义射流源计算结果中液滴粒径的变化过程，图4-10给出了各个截面的相对位置，图4-11给出了计算结果中雾化锥的细节，图4-12给出了纵截面上空气的流动状态。a.z=40mm截面上液滴粒径分布b.z=60mm截面上液滴粒径分布c.z=80mm截面上液滴粒径分布图4-7第二种方法得到的不同截面上液滴粒径分布Fig.4-7TheSMDsimulationresultofsecondway-62- 上海交通大学硕士学位论文a.z=40mm截面上液滴速度分布b.z=60mm截面上液滴速度分布c.z=80mm截面上液滴速度分布图4-8第二种方法得到的不同截面上液滴速度分布Fig.4-8Thevelocitysimulationresultinsecondway-63- 上海交通大学硕士学位论文图4-9液滴粒径沿着喷射方向变化示意图Fig.4-9ThelawofSMDchangingbythesprayingorientation图4-10各个街截面相对位置Fig.4-10Thelocationofcrosssection-64- 上海交通大学硕士学位论文a.喷雾计算值b.喷雾计算值图4-11喷雾计算值Fig.4-11Thesimulationresultofsparying图4-12纵截面空气流速Fig.4-12Theairvelocityinlengwisesection4.3热态模拟结果准确性评估4.3.1几何模型的建立根据以上实验工况，按照旋流器以及燃烧室的实际几何尺寸进行建模。总共构建了4中不同结构的几何模型，其中用于数值计算的燃烧室长度比实验中可视化燃烧室长，这是由于实验中燃烧并不全部在可视化燃烧室内完成，还有一部分-65- 上海交通大学硕士学位论文火焰在可视化燃烧室后方。具体几何特征如下表。如图4-13所示给出了所构建的几何模型，以及旋流器部分的细节，需要说明的是该模型是实验中所使用燃烧室流通区域的模型。旋流器细节一图中间凸起的部分为燃油喷嘴的位置（距离外旋流器出口截面15mm）。表4-1旋流器代号说明Tab.4-1Theinstructionofdoubleswirlercode名称代号特征DoubleSwirler1DB1W45N40FDoubleSwirler2DB2W45N45FDoubleSwirler3DB3W45N50FDoubleSwirler4DB4W45N40T注：特征一栏中W45N40T指外旋流器叶片安装角为45°，内旋流器叶片安装角为40°，内外旋流器旋向相反，其余可依次类推，其中T代表内外旋流器旋向相同。图4-13燃烧室计算区域模型Fig.4-13Thesimulationregionofcombustor4.3.2网格的划分及网格无关性验证由于该模型结构比较简单，所以直接用四面体非结构进行网格划分也可以得到相对较高的网格质量，所以在具体网格划分中整体使用该方法进行网格划分，但是对旋流器内部的流道进行加密处理。为了考察网格密度对计算结果的影响，即进行网格无关性验证，先对DB1模型划分了四套网格，它们的网格数分别为132W个，195万个，279万个，以及352万个，并在冷态下进行了试算。接着选取了距离旋流器出口截面0.027D处的径向速度进行比较。对比结果如图4-14所示。从图5-14中可以看出，只有网格数为132W的计算结果与其余几个结果差别较大，而网格数为279万个以及网格数为352万个的计算结果十分接近。考虑到费效比等因素，最终选用第三套网格用以后续计算。如图4-15所示给出了整体网格以及纵截面上网格的示意图。其中原点为旋流器出口截面（圆形）下游-66- 上海交通大学硕士学位论文10mm处截面的圆心，D为燃烧室内径（流道直径），z表示距离旋流器出口截面的距离，x表示径向位置。图4-14网格无关性验证Fig.4-14Theindependenceverificationofmesh图4-15网格细节Fig.4-15Thedetialofmesh4.3.3热态计算结果的对比分析在上述双旋流器的燃烧实验中，主要使用平面激光诱导荧光技术测量了燃烧区域内OH的分布。所以接下来对计算值进行验证时，也主要选取该数据进行验证。具体的验证方法是，对比实验测量所得到了火焰发展轨迹和计算得到了火焰发展轨迹，如果他们在同一坐标系下重合，则说明计算结果是准确的，反之计算结果有偏差。但是由于计算时使用的是非结构网格，所以计算结果在拍摄区域对应的截面上并不是均匀分布的，根据这样的数据处理得到火焰发展轨迹比较困难。所以具体操作时，选用如图4-16所示的方法。即在任意z=a处做一条直线平行于x轴。读取这条直线上的OH浓度值，并以x轴为横坐标，OH浓度为纵坐标作图，如果图中OH浓度曲线上最大值所对应的x坐标与z=a与火焰发展轨迹交点所对应的x坐标一致，则说明计算结果准确。-67- 上海交通大学硕士学位论文图4-16说明Fig.4-16Instruction现在选取DB1旋流器在Φ=0.62时的实验值与计算值进行对比，其中选取z=3mm，z=8mm，z=12mm，z=17mm四个不同位置进行对比。如图4-17所示为该工况下实验测量的火焰发展轨迹，如图4-18所示为模拟结果中z为不同值时OH浓度沿着x的变化规律。现将对比结果总结如表4-2所示，从中可以看出实验值与计算值的偏差基本在3%以内，说明计算值还是比较可靠的。如图4-19所示为对应于实验所拍摄区域的OH摩尔浓度云图与实验测量的OH分布对比。从图中可以看出，计算值与实验值相比，OH分布的形状是一样的，都是向右偏转一定角度，并随着火焰的发展OH分布的宽度逐渐变宽。但是对比细节，计算值与实验值还是存在一些差异。在实验结果中，OH浓度在火焰中心最高，远离中心位置OH浓度逐渐降低，但在所拍摄区域OH浓度并没有减小到零，而在计算结果中，OH浓度由火焰中心逐渐减少，在某一位置处就减少为零；而且计算结果中OH分布的范围没有实验测量的分布范围广。分析计算中可能产生误差的原因，可能是由于在燃烧计算中使用的是PDF模型，而该模型并不包含对详细的反应机理的求解，所以对中间组分的估计可能会产生较大偏差。总体来说，计算结果能够较为真实的反应火焰的发展趋势，只是其并不能完全捕捉到火焰的细节信息。表4-2OH浓度最大值所对应X坐标Tab.4-2ThexlocationoftheOHmaxmum·实验X(mm)计算X(mm)偏差(%)321.820.82.75%842.843.20.93%1252.751.62.09%1761.562.71.95%注：偏差=I实验值-计算值I/实验值，相关数据均在origin中读取。-68- 上海交通大学硕士学位论文图4-17双旋流器1在Φ=0.67时火焰发展轨迹Fig.4-17Doubleswirler1flamecurveatΦ=0.67图4-18不同z坐标处OH沿径向变化Fig.4-18OHchangingbythexindifferentz4-19OH分布实验值与模拟值对比Fig.4-19ThecomparisonbetweendistributionofOH-69- 上海交通大学硕士学位论文4.3.4CFD计算结果分析虽然计算结果与实验结果相比，存在一定偏差，但其在总体趋势的估计上还是较为准确的。由于本次实验只着重测量了火焰结构，而没有同步测量燃烧室内温度分布以及流场结构，所以可以借用计算结果对此进行分析，以对整个燃烧过程有一个直观了解。如图4-20所示，分别给出了DB1燃烧室在Φ=0.62及Φ=0.27时，纵截面上绝对速度和温度分布云图。从图中可以看出在高当量比下，双旋流器出口附近有两股强射流，其分别对应着内外旋流器。其中从内旋流器流出的流体流速较高，其流动方向基本与z轴平行，而从外旋流器流出的流体流速相对较低，且其流动方向与z轴夹角较大。在两股射流下方，存在一个低速区域，该区域被内外旋流器的射流分割为两个部分，即内外射流的中间区域（图中A区域），以及内旋流器射流所包围的区域（图中B区域）。主要低速区域为内外旋流器射流间所夹区域。对比流场结构与温度结构可以看出，燃烧室头部的主要高温区域出现在A区域内，且A区域中速度最低的区域温度相对较高，而B区域则整体温度较低。而在低当量比下，流场结构却显得完全不同。从图中可以看出，从内旋流器流出空气流量相对外旋流器而言，几乎可以忽略不计，且从外旋流器流出的空气射流与z轴的夹角要大于低当量比下的夹角，然而在这两个工况下外旋流器叶片安装角是一样的。与高当量比下的流场相比，旋流器下游形成的回流区要大的多，且该区域并没有被射流分割开，而是连成一个整体。考察温度分布可以看出，高温区域就集中在回流区中速度最低的部位，与低当量比的温度分布相比，其高温区域更小更集中。通过以上分析可知，在双旋流器燃烧室中，即使旋流器的结构完全相同，但入口空气量的变化会很大程度影响下游流场结构以及温度场结构。在高当量比下，双旋流器下游产生一个回流区，且该区域又可以依据流速大小被明显区分为两个部分，其中内外旋流器所夹的部分流速最低，且该区域所对应的温度则相对较高。而在低当量比下，双旋流器下游形成一个连续的大回流区，该区域内速度越低的区域温度相对越高。-70- 上海交通大学硕士学位论文图4-20不同当量比下燃烧室纵截面流场及温度场云图Fig.4-20ThevelocityandtemperaturedistributioninlongitudinalsectionindifferentΦ4.4本章小结本章首先使用Fluent软件，对射流源两种设置方法的模拟精度进行考察，而后采用精度比较高的自定义射流源的设置方法，对双旋流燃油燃烧过程进行了模拟，最后将模拟结果中OH分布与实验值进行对比，发现模拟值在火焰发展的总体趋势上与计算值相符，但在火焰结构的细节上，模拟值与实验值有所差异。导致这种差异的主要原因可能是由于在燃烧计算中使用的是PDF模型，而该模型并不能较为准确的估计燃烧反应中间产物的生成，从而导致这一误差。在后续对模拟结果进行分析的过程中发现，对于同一旋流器而言，在不同当量比下，旋流器下游流场的结构有较大差异。在高当量比下，回流区被高速射流割裂开，形成几个独立的区域，而在低当量比下，回流区域的形状则较为完整。通过纵截面温度云图与速度云图的对比发现，流场中高温区域形状与低速区域的形状互补。-71- 上海交通大学硕士学位论文第五章双旋流器燃油火焰结构模拟值与实验值对比分析通过第三章中对实验结果分析可以看出，旋流器的几何结构以及当量比的变化会对火焰结构产生影响。但不管是当量比改变也好，旋流器的几何结构改变也好，它们首先影响的是旋流器下游流场结构，继而由于流场结构的改变导致燃料空间分布的变化，从而影响燃料燃烧区域的分布，最终影响到燃烧室内温度的分布以及污染物排放等一系列燃烧特性。所以深入分析不同工况下，不同火焰结构所对应的流场特性，可能会找出一些火焰结构变化的深层次原因。5.1火焰位置与流场结构间关系对于气体燃料的火焰来说，火焰稳定存在于流场中速度等于火焰传播速度的区域内[23]。但对于液体燃料来讲，其燃烧过程很大程度上还受制于燃料的雾化与蒸发，所以针对液体燃料火焰传播速度并没有公认的很明确的定义。那么在液体燃料燃烧时，流场中是否也存在一个特征区域，使得火焰能够在这个区域内稳定存在，而这样一个区域的特征又是什么。接下来将从模拟结果入手进行分析。从前面的分析中已知，火焰发展轨迹可以表征火焰的位置，所以只需考虑该曲线所在区域内流场的特征即可。然而考虑到对数据处理的难度，所以只选取火焰发展轨迹上某几个点进行分析。使用4.3.3中的方法，选取火焰发展轨迹上z=3mm，z=8mm，z=12mm，z=17mm几个点，分析过这几个点垂直于z轴的直线上绝对速度，轴向速度，切向速度，径向速度以及OH摩尔浓度的变化规律。其中z=a处OH浓度最大值所对应的x轴位置与z=a处火焰发展轨迹上该点对应的x轴位置一致，所以只要考察OH浓度最大值处流场结构，即可分析出火焰存在区域内流场结构的特点。在z=3mm处，OH浓度最大值点附近径向速度与切向速度处于一个极小值处，而绝对速度与轴向速度则处于某一中间值；在Z=8mm，12mm及17mm处结果与之相似，OH浓度最大值点附近绝对速度，轴向速度及径向速度均处于一个极小值处，而切向速度则均处于某一中间值；考察OH浓度最大值处具体速度值，如表5-1所示：从以上结果可以看出，OH浓度的最大值在该工况下稳定出现在径向速度最小值处，即火焰是存在于具有以上特征的流场结构中的。但就以上OH浓度最大值附近速度的数值来看，并不存在某一个特定的速度大小，使得火焰在该速-72- 上海交通大学硕士学位论文度值附近稳定存在。如图5-1所示给出了实验OH分布，计算OH分布以及径向速度云图。从图5-2中可以看出，OH浓度比较高的区域恰好是径向速度比较低的区域。表5-1OH浓度最大值处对于速度值Tab.5-1ThevelocitywheretheOHconcentrationismaxZ(mm)OH浓度最大值处OH浓度最大值处OH浓度最大值处OH浓度最大值处所对应的绝对速所对应的轴向速所对应的径向速所对应的切向速度（m/s）度（m/s）度（m/s）度（m/s）310.085.180.03-9.5284.10-0.130.022.91123.72-0.010.243.23173.771.051.322.61图5-1OH浓度分布与径向速度分布对照图Fig.5-1Thecomparisonbetween图5-2不同z处OH及速度沿x变化Fig.5-2ThechangingofOHconcentrationandvelocitybyx-73- 上海交通大学硕士学位论文5.2火焰形状与流场结构间关系从上述分析可以得知，在双旋流器燃油火焰中，火焰稳定存于旋流器出口附近一个特定的速度区域内。那么火焰的发展是否只受制于该区域形状，即如图5-3所示为DB1旋流器在Φ=0.62以及Φ=0.27时OH的分布，从图中可以明显看出高当量比下的燃烧区域的面积大于低当量比下的面积，且两者形状也有显著不同。但导致这些差异的原因是否只是由于径向低速区域形状不同所致。如图5-4及5-5所示分别为这两者火焰发展轨迹以及火焰偏转角变化趋势的对比，从图中可以看出它们在火焰发展末端的规律完全相反。图5-3高低当量比下OH分布对比Fig.5-3TheOHdistributionindifferentΦ图5-24高低当量比下火焰发展轨迹对比Fig.5-24ThecomparisonofflamecurvebetweenhighandlowΦ-74- 上海交通大学硕士学位论文图5-5高低当量比下火焰偏转角对比Fig.5-5ThecomparisonofflamecurvebetweenhighandlowΦ为了找出导致上述差异的原因，下面还是先考察不同z坐标处OH浓度及速度沿着x的变化规律。选取z=3mm，z=8mm以及Z=12mm三个位置进行考察。如图5-5所示为不同z位置处，OH摩尔浓度，速度绝对值，轴向速度，径向速度以及切向速度沿着x方向的变化规律。从图中可以看出，在该当量比下轴向速度，径向速度沿着x变化均没有出现一个明显的极小值点，总体来说是随着x增大而增大，而只有切向速度沿着x方向变化，有一个明显的极小值区域存在，且OH浓度最大值也恰好出现在该区域内。如图5-3所示，在低当量比（Φ=0.27）下OH分布图中火焰发展过程中存在一个比较稀薄的区域，对应的火焰发展轨迹则是出现一个向下弯曲的区域，而对应火焰偏转角随x轴变化，则是一个火焰偏转角迅速上升的区域。导致这一现象的原因可能是在这一位置处气流速度过大所致。如图5-7所示给出火焰变稀薄位置处，即Z=16mm处，速度沿x方向的变化规律。该区域所对应的x坐标约为x=50mm处，参看图中此处的速度值，该位置附近并没有那个方向的速度处于一个极小值的位置，且所有方向的速度值均大于零，这很可能就是导致在低当量比下OH分布图中，沿着火焰发展，会出现一个燃烧反应较稀薄的区域的原因。如图5-8所示为不同结构的双旋流器在低当量比下（Φ=0.27）OH分布，其火焰的发展过程都表现出相同的趋势，即在火焰中间某段出现一个反应较稀薄的区域。图5-9给出了DB1在Φ=0.27时OH分布，切向速度云图以及径向速度云图。从中可以明显看出，火焰分布的区域恰好是切向速度为负值的区域，而对应位置处径向速度却大于零。且从图中可以看出，火焰的形状与切向速度为负值的区域的形状相似。说明火焰形状确实受制于流场中这一特殊区域的几何结构。-75- 上海交通大学硕士学位论文a.z=3mm处OH及速度沿x分布b.z=8mm处OH及速度沿x分布c.z=12mm处OH及速度沿x分布图5-6不同z处OH及速度沿x变化Fig.5-6ThechangingofOHconcentrationandvelocitybyx图5-7不同z=16mm处速度沿x变化Fig.5-7Thevelocitychangingbyxatz=16mm-76- 上海交通大学硕士学位论文图5-8不同结构双旋流器在Φ=0.27时OH分布Fig.5-28TheOHdistributionatΦ=0.27withdifferentstructure图5-9OH浓度分布与切向及径向速度分布对照图Fig.5-9ThecomparisonbetweenOHdistributionandtangentialandradialvelocity综合以上分析可以得出如下结论，对于双旋流器燃油燃烧火焰而言，在流场中确实存在某一结构使得火焰能够在此区域内稳定存在，但在不同当量比下该区域的特征不同。在当量比较高时，该结构的特点是径向速度为最小值，在当量比较低时该区域的特点为切向速度为最小值。且火焰形状及发展趋势都受这一特征区域几何结构的影响。根据对现有数据的分析，在双旋流燃油燃烧的流场中，并不存在一个特征速度值，使得火焰能够在该速度附近稳定存在。5.3本章小结本章主要是从流场结构入手来探究影响火焰位置以及火焰形状的原因，并得到以下结论：1.对于双旋流器燃油燃烧的火焰而言，流场中存在一个特定的速度区域，使得火焰能够在该区域内稳定存在；-77- 上海交通大学硕士学位论文2.这一特定速度区域的特点随当量比的变化而变化，在当量比较高时，该区域是由各不同z位置处径向速度沿x变化的驻点组成；在低当量比下，该区域由各不同z位置处切向速度沿x变化的驻点组成；3.火焰不仅稳定存在于上述特征区域且其形状及发展趋势也受该特征区域几何结构约束。-78- 上海交通大学硕士学位论文第六章结论与展望6.1本文结论本文主要对双旋流燃油燃烧器的火焰结构及燃烧特性进行了实验研究和数值模拟。关注点主要在于探究当量比，双旋流器内叶片安装角及双旋流器内外旋流器相对旋向对火焰结构及燃烧特性的影响，并试图从流场结构入手分析产生这些影响的原因。实验中采用平面激光诱导荧光（OH-PLIF）技术对火焰结构进行诊断，使用热电偶及气体分析仪对燃烧特性进行测量。在对火焰结构进行定量分析的过程中，本文定义了火焰发展轨迹曲线，火焰偏转角，火焰起始偏角及火焰面积等四个定量参数。在数值计算部分，使用Fluent软件对实验工况下的燃烧过程进行数值模拟，并比照实验结果对数值模拟结果的准确性进行分析。最后使用数值计算中得到的流场数据，对双旋流器燃油火焰的位置及形状进行了分析。并得到了一下结论：1.当量比及双旋流器几何结构对火焰结构的影响：a.存在某一特征当量比，使得当量比大于此值时火焰形状及发展趋势主要受双旋流器几何结构的影响，不同几何结构的双旋流器火焰结构表现出较大差异，但若当量比小于此值，则当量比对火焰结构的影响占主导，此时双旋流器几何结构的上的差异并不会对火焰结构产生巨大影响；b.内旋流器叶片安装角越大，不同当量比下火焰结构的继承性就越强。即当内旋流器叶片安装角很大时，各个不同当量比下，火焰形状及发展趋势保持高度相似。而在内旋流器叶片安装角较小的情况下，当量比的不同会对火焰形状及发展趋势产生巨大影响。c.内外旋流器相对旋向对火焰结构有很大影响。相对而言同向双旋流器火焰结构继承性更强，而反向双旋流器火焰结构在不同当量比下则表显示出巨大差异。存在某一特征当量比，当量比大于此值时，同向火焰向外侧偏转，反向火焰向内侧偏转，当量比小于此值时，两者火焰结构均向外侧偏转。且当量比大于此值时，两者火焰形状相差悬殊，当量比小于此值时，两者间差异减小;d.总的说来当量比和可以连续变化的双旋流器几何参数都存在一个特征值，这些特征值将影响火焰结构的变量划分为不同的区间，在每一个区间内，不同类别的变量对火焰结构的影响强弱不同。2.当量比及双旋流器几何结构对燃烧特性的影响：-79- 上海交通大学硕士学位论文a..当量比越大，燃烧室出口温度分布不均匀系数越小。旋流器内叶片安装角对燃烧室出口温度分布不均匀系数没有规律性影响。旋流器内外旋向对燃烧室出口温度分布不均匀系数没有影响；b.当量比越大，燃烧室出口NO排放越多。旋流器内叶片安装角越小，燃烧室出口NO排放越多。反向旋流器燃烧室出口NO排放比同向多;c.如果只考虑燃烧室出口温度分布不均匀系数和NO排放，则选用内旋流器叶片安装角度大的反向双旋流器；3.流场结构对火焰形状及发展趋势的影响：a.对于双旋流燃油燃烧的火焰而言，流场中存在一个特定的速度区域，使得火焰能够在该区域内稳定存在；b.这一特定速度区域的特点随当量比的变化而变化，在当量比较高时，该区域是由各不同z位置处径向速度沿x变化的驻点组成；在低当量比下，该区域由各不同z位置处切向速度沿x变化的驻点组成；c.火焰不仅稳定存在于上述特征区域且其形状及发展趋势也受该特征区域几何结构约束。6.2研究展望在接下来的研究中，希望对本文做一下几个方面的补充：1.对本文中几个火焰结构特征参数的定义再做仔细斟酌，最终整理出一套更加标准适用性更广的火焰结构定义方法；2.更加细致的研究双旋流器几何结构对火焰结构的影响，除了文中改变内旋流器叶片安装角及内外旋流器旋向以外，再考虑别的的几何参数，诸如：外旋流器叶片安装角，内外旋流器通流面积，旋流器叶片长度等对其影响。然后将实验结果进行系统化整理，并作敏感性分析；3.对数值计算中射流源的设置做进一步优化，耦合详细反应机理来计算燃烧过程；4.在使用PLIF拍摄火焰结构的过程中同步使用PIV对流场结构进行诊断，并依据实验所得流场结构的特点对火焰结构进行分析。-80- 上海交通大学硕士学位论文参考文献[1]A.H.Lefebvre,GasTurbineCombustion[M].HemispherePublishingCorporation,firstedition,1983.[2]M.Mellor,DesignofModernGasTurbineCombustors[M],AcademicPress,1990.[3]Eldrainy,Y.A.,etal.,CFDinsightoftheflowdynamicsinanovelswirlerforgasturbinecombustors[J].InternationalCommunicationsinHeatandMassTransfer,2009.36(9):p.936-941.[4]Y.Wang,V.Yang,R.A.Yetter,Numericalstudyonswirlingflowinancylindricalchamber[C],42ndAIAAAerospaceSciencesMeeting,Reno,Nevada,2004.[5]J.M.Beer,N.A.Chigier,CombustionAerodynamics[M],AppliedSciencePublisher,London,1972.[6]N.Syred,J.M.Beer,Combustioninswirlingflows[J]:areview,CombustionandFlame,23(1974)143–201.[7]A.K.Gupta,D.G.Lilley,N.Syred,SwirlFlows[J],AbacusPress,TunbridgeWells,England,1984.J[8]D.G.Sloan,P.J.Smith,L.D.Smoot,Modellingofswirlinturbulentflowsystem,Prog.EnergyCombust[J].Sci12(1986)163–250[9]Beer,J.M.andChigier,N.A.,1972,“CombustionAerodynamics”[M],AppliedSciencePublishers,London.[10]Escudier,M.P.andKeller,J.J.,1983,“VortexBreakdown:aTwo-stageTransition”[J],AGRADCPno.342:aerodynamicsofvorticaltypeflowsin3D,paper25.[11]Spall,R.E.,Gatski,T.B.andAsh,R.L.,1990,“TheStructureandDynamicsofBubble-typeVortexBreakdown”[J],ProceedingofRoyalSociety,vol.429,pp.613-637.[12]Novak,F.andSarpkaya,T.,2000,“TurbulentVortexBreakdownatHighReynoldsNumbers”[C],AIAAJournal,Vol.38,No.5,pp.825-834.[13]Benjamin,T.B.,1962,“TheoryofVortexBreakdownPhenomenon”[J],JournalofFluidsMechanics,Vol.14,,pp.593-629.[14]Fick,W.,Griffiths,A.J.,andO’Doherty,T.,1997,“VisualizationofPressingVortexCoreinanUnconfinedSwirlingFlow”[J],OpticalDiagnosticsinEngineering,Vol.2,pp.19-31.-81- 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上海交通大学硕士学位论文[29]刘存喜,多级旋流空气雾化喷嘴雾化特性及光学测试方法研究[J],2012,中国科学院研究生院（工程热物理研究所）第164页.[30]张弛,张荣伟,徐国强,林宇震.直射式双旋流空气雾化喷嘴的雾化效果[J].航空动力学报,2006,05:805-809.[31]JengSM,FlohreNM,MongiaHC.Swirlcupmodelingatomization[R].AIAA2004-137,2004.[32]刘高恩.高效节能发动机文集，第四分册[M].北京航空工业出版社，1991.[33]teshkaidA,McDonellVC,SamuelsenGS.Effectofmixergeometryonfuelsparydistribution,emissionandstability[R].AIAA-98-0247,1998.[34]Fu,J.,etal.,EffectofpreferentialdiffusionandflamestretchonflamestructureandlaminarburningvelocityofsyngasBunsenflameusingOH-PLIF[J].InternationalJournalofHydrogenEnergy,2014.39(23):p.12187-12193.[35]Fu,J.,etal.,StudyonlaminarflamespeedandflamestructureofsyngaswithvariedcompositionsusingOH-PLIFandspectrograph[J].InternationalJournalofHydrogenEnergy,2013.38(3):p.1636-1643.[36]Amell,A.A.,H.A.YepesandF.J.Cadavid,Numericalandexperimentalstudyonlaminarburningvelocityofsyngasproducedfrombiomassgasificationinsub-atmosphericpressures[J].InternationalJournalofHydrogenEnergy,2014.39(16):p.8797-8802.[37]Allison,P.M.,etal.,CouplingofflamegeometryandcombustioninstabilitiesbasedonkilohertzformaldehydePLIFmeasurements[J].ProceedingsoftheCombustionInstitute,2014.[38]郭培卿,双旋流合成气非预混燃烧特性的实验研究与数值模拟[D],2011,上海交通大学.第148页.[39]谢岳生,双旋流合成气加湿扩散燃烧的实验与数值研究[D],2012,上海交通大学.第84页.[40]彭云晖等,双旋流空气雾化喷嘴喷雾、流动和燃烧性能[J].航空学报,2008(01):第1-14页.[41]党新宪,双旋流环形燃烧室试验研究与数值模拟[D],2009,南京航空航天大学.第138页.[42]GongJ,LinYZ,XuQH,etal.Ivestigationofcombustionperformanceofahybridair-blastatomizerundersimulatedlowpowercomditions[R].ASMEGT2005-68219,2005[43]Hayashi,S.,TechnicalMemorandum[M],TM470,NationalAerospaceLaboratory,1982.-83- 上海交通大学硕士学位论文[44]TAKASHITERASAKI,S.H.,THEEFFECTSOFFUEL–AIRMIXINGONNOXFORMATIONINNON-PREMIXEDSWIRLBURNERS[J],inTwenty-SixthSymposium(International)onCombustion.1996.[45]Sanborn,J.M.,Mongia,H.C.,andKidwell,J.R.,“DesignofaLowEmissionsCombustorforanAutomotiveGasTurbines[C],”AIAAPaper83-0338,Jan.1983.[46]Gupta,A.K.,Ong,L.H.,andMarchionna,N.,“NOxReductionandCombustionPhenomenaintheMulti-AnnularGasTurbineSwirlBurner[C],”AIAAPaper87-2036,Jan.1987.[47]蒲宁,航空发动机燃烧室数值仿真中湍流模型的比较研究[D],2009,沈阳航空工业学院.第87页.-84- 上海交通大学硕士学位论文致谢本文是在导师臧述升研究员和葛冰老师的悉心关怀和认真指导下完成的。自从进入课题组以来的整个研究生阶段，两位老师渊博的知识，敏捷的思维以及严谨的治学风格，给我留下了深刻印象并深深的影响了我。在将近三年的时间里，两位老师无论在课题研究方面还是在生活上，都给予我极大的帮助和关怀，使我在学习方法，思维方式以及为人处事方面较以前有了很大提高，这无疑是我一生的宝贵财富，在此论文完成之际，谨向臧老师和葛老师多年的培养和关心表示最诚挚的谢意。在实验过台架的搭建及实验过程中，我得到了课题组内师兄弟的大力协助。他们是师兄柳伟杰，袁用文，田寅申以及我的同门好友陈小岭。在此要特别感谢柳伟杰师兄，他对我课题的完成给予了全方位的帮助，不管是数值计算也好还是实验技巧及注意事项也好，他总是把自己先前摸索的经验无偿的告诉给我，使我少走了不少弯路。最后还要感谢我的父母及亲人，是他们在我读研期间，依然无偿的给予我经济上的帮助和生活上的关怀，得益于他们我才能够心无旁骛的完成我的学业。谢谢大家，谢谢所有给予我帮助的人。-85- 上海交通大学硕士学位论文读硕士期间发表论文[1]李腾辉,葛冰,袁用文等.双旋流燃油燃烧器火焰特征研究.燃烧科学与技术（录用）[2]李腾辉,葛冰,袁用文等.双旋流器不同旋向对燃油火焰特征影响的可视化研究.工程热物理学报(录用)-86-