v槽火焰穩(wěn)定器應(yīng)用于燃?xì)獍l(fā)生器時阻塞比和位置的選取

v槽火焰穩(wěn)定器應(yīng)用于燃?xì)獍l(fā)生器時阻塞比和位置的選取

1燃?xì)獍l(fā)生器的燃燒特性通過按照設(shè)計要求將氧化還原到特定壓力、溫度、流量和速度參數(shù)中，并利用特定目標(biāo)的空氣生成裝置。根據(jù)燃?xì)獍l(fā)生器工作原理的不同可將燃?xì)獍l(fā)生器分為三類:(1)基于航空發(fā)動機技術(shù)的燃?xì)獍l(fā)生器;(2)基于固體火箭發(fā)動機技術(shù)或煙火技術(shù)的燃?xì)獍l(fā)生器;(3)基于液體火箭發(fā)動機技術(shù)的燃?xì)獍l(fā)生器?；谝后w火箭發(fā)動機技術(shù)的燃?xì)獍l(fā)生器具有結(jié)構(gòu)簡單、技術(shù)成熟的特點。相比基于航空發(fā)動機的燃?xì)獍l(fā)生器,其燃料和氧化劑的使用范圍更廣,能產(chǎn)生符合更多出口參數(shù)要求的燃?xì)?。相比基于固體火箭發(fā)動機的燃?xì)獍l(fā)生器,其準(zhǔn)備時間短、可多次使用。因此在超燃沖壓發(fā)動機試驗系統(tǒng)的引射器系統(tǒng)、化學(xué)激光器燃燒室等對出口參數(shù)要求較高的系統(tǒng)中廣泛采用基于液體火箭發(fā)動機技術(shù)的燃?xì)獍l(fā)生器?？v蘇對液氧/煤油燃?xì)獍l(fā)生器進(jìn)行了試驗研究,研究表明燃?xì)庵泄腆w炭析出于壁面上,但積炭不嚴(yán)重,對渦輪正常工作沒有影響。曹再勇對液氧/煤油富氧燃?xì)獍l(fā)生器進(jìn)行了數(shù)值仿真,指出設(shè)置擾流環(huán)可以加速燃?xì)獾膿交?改善燃?xì)鉁囟鹊木鶆蛐?。田章福研究了低濃度酒?過氧化氫燃?xì)獍l(fā)生器的點火性能和燃燒性能,分析了余氧系數(shù)、燃燒室特征長度和過氧化氫噴注速度等參數(shù)對燃?xì)獍l(fā)生器點火性能和燃燒效率的影響。李慶分析了噴嘴尺寸、燃燒室長度和燃燒室構(gòu)型對燃?xì)獍l(fā)生器燃燒性能的影響。鐘戰(zhàn)對空氣/低濃度酒精燃?xì)獍l(fā)生器的研究表明:氣體流速大導(dǎo)致火焰難以在燃燒室內(nèi)穩(wěn)定,是燃?xì)獍l(fā)生器點火困難的主要原因。國內(nèi)外學(xué)者對燃?xì)獍l(fā)生器已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究,由于主要采用液態(tài)氧化劑或含氧量較高的氣態(tài)氧化劑,燃燒室內(nèi)速度不高,火焰穩(wěn)定并不是制約燃?xì)獍l(fā)生器點火和燃燒性能的關(guān)鍵因素,因此主要關(guān)注燃燒室特征長度等結(jié)構(gòu)參數(shù)和余氧系數(shù)等工況參數(shù)對燃?xì)獍l(fā)生器的影響。隨著試驗條件的發(fā)展,地面試驗系統(tǒng)的復(fù)雜度逐漸提高,一個大的試驗系統(tǒng)往往集成了多個分系統(tǒng)。如超燃沖壓發(fā)動機自由射流試驗系統(tǒng)中就包含空氣加熱器系統(tǒng)、引射器系統(tǒng)等。試驗系統(tǒng)的高度集成對系統(tǒng)的安全性、可靠性和經(jīng)濟性提出了更高的要求。因此在對燃?xì)饨M分要求不高的引射器系統(tǒng)中,燃?xì)獍l(fā)生器采用煤油這種不易揮發(fā)燃料和空氣這種易獲取、易貯存的氧化劑是適應(yīng)上述試驗系統(tǒng)要求的必然趨勢。同時受空氣供應(yīng)能力和燃?xì)獬隹跍囟鹊南拗?燃?xì)獍l(fā)生器通常工作于極度富油的狀態(tài)。根據(jù)上述需求設(shè)計了空氣/煤油燃?xì)獍l(fā)生器,由于空氣中含氧量較低造成燃燒室內(nèi)氣流速度較高,同時煤油較為穩(wěn)定、點火延遲時間較長,空氣/煤油燃?xì)獍l(fā)生器中火焰穩(wěn)定較為困難,需要考慮火焰穩(wěn)定技術(shù)。在高速氣流中主要通過構(gòu)造低速的回流區(qū)來獲得足夠燃料劇烈化學(xué)反應(yīng)所需的停留時間。根據(jù)產(chǎn)生回流區(qū)機制的不同,火焰穩(wěn)定技術(shù)可以分為鈍體火焰穩(wěn)定技術(shù)和氣動火焰穩(wěn)定技術(shù)。氣動火焰穩(wěn)定技術(shù)主要通過逆向噴射、橫向噴射等形成回流區(qū);實際的發(fā)動機中更多的采用火焰穩(wěn)定器來穩(wěn)定火焰,如航空發(fā)動機加力燃燒室中廣泛采用V槽火焰穩(wěn)定器、超燃沖壓發(fā)動機采用凹腔火焰穩(wěn)定器等。鈍體火焰穩(wěn)定的研究與噴氣式發(fā)動機的問世密切相關(guān),至今已進(jìn)行了60余年。早期的研究主要關(guān)注來流速度、燃料種類、混合比、壓力、溫度、鈍體阻塞比和鈍體構(gòu)型對吹熄極限的影響。DeZubay將鈍體火焰貧油吹熄時的當(dāng)量比表示為速度、壓力和鈍體尺寸的函數(shù)Zukoski和Marble引入了使火焰穩(wěn)定所需的流動和化學(xué)反應(yīng)的特征時間的概念,指出“點火延遲時間”必須小于反應(yīng)物與高溫燃燒產(chǎn)物相互接觸的特征流動時間。Plee分析了與鈍體火焰貧油吹熄相關(guān)的湍流混合、化學(xué)反應(yīng)、液滴蒸發(fā)和燃料噴注等過程的特征時間,指出貧油吹熄是剪切層內(nèi)流動過程與化學(xué)反應(yīng)過程相互競爭的結(jié)果。這些研究所得到的鈍體火焰吹熄參數(shù)的關(guān)聯(lián)式均可表示為Damkue56ehler數(shù)的函數(shù)形式,Damkue56ehler數(shù)是指流動特征時間τf與化學(xué)反應(yīng)特征時間τc之比Ozawa對早期關(guān)于貧油熄火的研究進(jìn)行了綜述,指出來流壓力、溫度、速度、鈍體構(gòu)型、燃料種類和熱損失是鈍體火焰穩(wěn)定與吹熄的關(guān)鍵參數(shù)。Huelskamp在總結(jié)前人的試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上對鈍體火焰貧油熄火的關(guān)聯(lián)式進(jìn)行改進(jìn),提出了一個更為復(fù)雜的預(yù)測吹熄當(dāng)量比的經(jīng)驗公式式中v/D代表鈍體后流動時間量級,而壓力和溫度決定了化學(xué)反應(yīng)的時間量級進(jìn)而決定了反應(yīng)物的點火延遲時間。隨著測量手段的提高,對火焰吹熄動態(tài)過程的研究已成為鈍體火焰穩(wěn)定研究中的重要方面。鈍體附近的流場可以劃分為四個區(qū)域如圖1所示,分別為邊界層、剪切層、回流區(qū)和尾跡。當(dāng)雷諾數(shù)小于2×105時流動主要由剪切層和尾跡主導(dǎo),邊界層的影響很小。剪切層主要表現(xiàn)為K-H不穩(wěn)定,尾跡主要表現(xiàn)為BVK不穩(wěn)定。燃燒時由于存在體積膨脹和斜壓效應(yīng),BVK不穩(wěn)定受到抑制,火焰主要表現(xiàn)為K-H不穩(wěn)定,而在鈍體火焰接近吹熄時,其流動再次表現(xiàn)為BVK不穩(wěn)定(Bernard/VonKarmaninstability)。Shanbhogue對鈍體焰貧油吹熄的動力學(xué)特征進(jìn)行了總結(jié),將火焰吹熄過程分為兩個階段,首先當(dāng)火焰面上某個位置的局部變形率超過某個值(稱為熄火變形率)后火焰面先穿孔,緊接著火焰的尾跡發(fā)生中斷,當(dāng)局部熄火達(dá)到一定程度之后火焰最終被吹熄。Chaudhuri采用高速攝影和PIV,OHPLIF同時測量三角形鈍體湍流預(yù)混火焰吹熄時的速度場和火焰面形狀。研究表明:火焰穩(wěn)定燃燒時火焰面包裹著剪切層,隨著來流當(dāng)量比減小,火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p小,使得火焰面與剪切層重疊,剪切層與火焰面相互作用使得火焰面變形率增大,當(dāng)超過熄火變形率之后出現(xiàn)局部熄火;反應(yīng)物通過火焰面上的孔洞進(jìn)入回流區(qū)內(nèi),使得一方面回流區(qū)溫度降低剩余火焰被吹熄,另一方面這些反應(yīng)物與回流區(qū)內(nèi)的高溫燃燒產(chǎn)物摻混燃燒形成新的火核,若火核能量足夠點燃來流則火焰重新穩(wěn)定,這種“熄火-再點火”的時間間隔約100ms;在火焰最終被吹熄前這種“熄火-再點火”過程可能會重復(fù)幾次,當(dāng)火核能量不能點燃來流時火焰被吹熄。雖然對于鈍體火焰穩(wěn)定與火焰吹熄過程已經(jīng)進(jìn)行了大量的研究,但研究還主要集中在預(yù)混火焰上,并且主要關(guān)心其貧油吹熄極限。關(guān)于鈍體火焰穩(wěn)定技術(shù)應(yīng)用于燃?xì)獍l(fā)生器的研究還很少,在火焰穩(wěn)定器設(shè)計上還缺乏成功經(jīng)驗。由于燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)部工作過程十分復(fù)雜,包含燃料的噴注霧化、蒸發(fā)與摻混燃燒等過程,火焰穩(wěn)定器處的來流條件通常是部分預(yù)混狀態(tài)并摻雜著未蒸發(fā)的液滴,同時受出口燃?xì)獾南拗?燃?xì)獍l(fā)生器通常工作于極度富油狀態(tài)。而目前對上述條件下鈍體火焰穩(wěn)定及火焰吹熄的機理認(rèn)識還不充分,在貧油預(yù)混條件下得到的一些經(jīng)驗公式不能預(yù)測鈍體火焰的富油吹熄極限。因此研究V型槽這種典型的鈍體結(jié)構(gòu)應(yīng)用于燃?xì)獍l(fā)生器火焰穩(wěn)定,可以提高燃?xì)獍l(fā)生器的設(shè)計水平,加深對富油狀態(tài)下鈍體穩(wěn)定火焰機理的認(rèn)識。2試驗和模擬基礎(chǔ)2.1火焰穩(wěn)定器的安裝位置試驗與仿真采用的燃?xì)獍l(fā)生器和V槽火焰穩(wěn)定器如圖2所示。采用點火能量較高的火炬點火方式,煤油噴嘴采用壓力旋轉(zhuǎn)霧化噴嘴,空氣從煤油噴嘴周圍的環(huán)縫噴注起到輔助霧化和增強摻混的作用。點火時,火炬生成的高溫燃?xì)鈴膰娮⑵髦行膰娚溥M(jìn)入燃燒室,煤油通過噴嘴以液滴的形式進(jìn)入燃燒室,在火炬高溫燃?xì)獾淖饔孟轮饾u蒸發(fā)并與空氣摻混形成部分預(yù)混氣體,這些預(yù)混氣體進(jìn)一步燃燒生成高溫燃?xì)獠⑦M(jìn)入V槽后的回流區(qū)形成一個持續(xù)的點火源。燃?xì)獍l(fā)生器正常工作時,煤油與空氣形成的部分預(yù)混氣體在V槽剪切層內(nèi)與回流區(qū)內(nèi)的高溫燃?xì)鈸交觳⑷紵纬苫鹧?。在燃燒室?nèi)共有B,C,D,E四個火焰穩(wěn)定器的安裝位置,距噴注器的距離分別為0.42L,0.48L,0.60L,0.70L,其中L為燃燒室長度?；鹧娣€(wěn)定器采用環(huán)形V型槽如圖3所示,改變槽寬k得到1#,2#,3#火焰穩(wěn)定器,其阻塞比分別為0.593,0.444,0.296。阻塞比是指火焰穩(wěn)定器所占流道面積與來流總流道面積之比。2.2系統(tǒng)的主要功能是利用氮氣增壓試驗系統(tǒng)由供應(yīng)系統(tǒng)、測控系統(tǒng)和臺架系統(tǒng)組成,如圖4所示。供應(yīng)系統(tǒng)可以實現(xiàn)煤油和空氣的平穩(wěn)流量供應(yīng),采用氮氣對煤油儲罐進(jìn)行增壓;測控系統(tǒng)可以控制閥門開關(guān)和點火,并測量和記錄試驗過程中的測點壓強和流量等參數(shù)。壓力傳感器采用膜片電阻傳感器,測量精度為5%FS。2.3數(shù)值模型的建立采用Fluent軟件求解三維分離隱式N-S方程,采用拉格朗日坐標(biāo)系下的粒子軌道方法模擬跟蹤液滴的運動,采用渦耗散模型計算湍流燃燒,湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε雙方程模型,煤油液滴的尺寸分布通過霧化試驗結(jié)果直接給出,煤油飽和蒸汽壓采用線性模型,不考慮煤油液滴在燃燒室內(nèi)的二次霧化過程。方程離散采用一階迎風(fēng)格式的有限體積法,基于SIMPLE算法迭代求解。網(wǎng)格采用Gambit軟件劃分,V槽處采用四面體網(wǎng)格,其余位置采用六面體或五面體網(wǎng)格,并對燃燒室壁面、噴嘴、環(huán)縫和噴管處的網(wǎng)格進(jìn)行加密。煤油液滴尺寸分布根據(jù)霧化試驗結(jié)果給出,服從Rosin-Rammler分布,分布指數(shù)為2.1,平均直徑為80μm。液滴噴注速度垂直于噴注面板,大小由公式ue57fm=CdρAV計算得到,其中Cd為噴嘴霧化試驗得到的流量系數(shù),大小為0.12,燃料溫度為300K。共計算了6個算例,其火焰穩(wěn)定器及安裝位置如表1所示,試驗與算例驗證工況如表2所示。3結(jié)果與討論3.1燃?xì)獍l(fā)生器啟動和關(guān)押過程中火焰的穩(wěn)定采用1#火焰穩(wěn)定器安裝于D位置進(jìn)行燃?xì)獍l(fā)生器的點火和燃燒性能試驗,試驗工況如表2所示,得到燃燒室壓力曲線如圖5所示。從燃燒室壓力曲線上可以看出在火炬點火之前由于空氣充填造成的燃燒室壓力上升已趨于平穩(wěn),約為1MPa?；鹁婀ぷ麟A段為燃?xì)獍l(fā)生器的啟動階段,此時火炬產(chǎn)生的高溫燃?xì)庠诟咚贇饬鞯淖饔孟逻M(jìn)入火焰穩(wěn)定器產(chǎn)生的回流區(qū)中形成一個持續(xù)的點火源。這一階段如果繞鈍體的流動特征時間太短,高溫燃?xì)獠荒茉谠摃r間內(nèi)點燃剪切層內(nèi)的反應(yīng)物,則火焰不能穩(wěn)定,即燃?xì)獍l(fā)生器不能啟動。從燃燒室壓力曲線上看,這一階段燃燒室壓力存在振蕩,并且最低室壓與空氣充填產(chǎn)生的室壓相當(dāng),說明此時燃燒室內(nèi)的火焰已經(jīng)熄滅,即火焰穩(wěn)定器處存在“熄火-再點火”過程。這是由于來流條件變化導(dǎo)致火焰變形率超過熄火變形率之后火焰面上出現(xiàn)穿孔,新鮮反應(yīng)物通過這些孔洞進(jìn)入回流區(qū)與高溫燃?xì)鈸交旆磻?yīng)生成新的火核,火核在剪切層內(nèi)重新點燃來流使得火焰被重新點燃?；鹁婀ぷ鹘Y(jié)束之后進(jìn)入燃?xì)獍l(fā)生器的穩(wěn)定工作狀態(tài),燃燒室壓力平均值為2.98MPa,計算得到其燃燒效率為95.7%。這表明采用阻塞比為0.593的V槽火焰穩(wěn)定器可以實現(xiàn)空氣/煤油燃?xì)獍l(fā)生器的高效穩(wěn)定燃燒。煤油和空氣閥門關(guān)閉之后燃?xì)獍l(fā)生器進(jìn)入關(guān)機過程,由于管路中殘余的煤油在吹除氮氣的作用下繼續(xù)進(jìn)入燃燒室燃燒,燃燒室壓力呈現(xiàn)出逐漸下降的趨勢。同時壓力曲線存在與啟動過程類似的振蕩,這表明在關(guān)機過程中火焰穩(wěn)定器處同樣存在“熄火-再點火”過程。將燃?xì)獍l(fā)生器啟動和關(guān)機過程中燃燒室壓力振蕩的數(shù)據(jù)進(jìn)行頻譜分析如圖6所示。從圖中可以看出在啟動和關(guān)機過程中這種“熄火-再點火”的頻率為30Hz,高于Chaudhuri得到的貧油預(yù)混火焰的10Hz(100ms)。這是因為燃?xì)獍l(fā)生器富油工作時火焰穩(wěn)定在火焰穩(wěn)定器處,在火焰穩(wěn)定器前煤油液滴不能完全蒸發(fā),液滴與火焰面的相互作用必然導(dǎo)致火焰面變形率增加從而造成火焰面上局部熄火的頻率增加。在啟動和關(guān)機過程中由于煤油噴注壓降不斷變化,造成煤油霧化效果變化,使得“熄火-再點火”現(xiàn)象尤為明顯。3.2燃燒流場模擬仿真雖然試驗已經(jīng)成功實現(xiàn)了空氣/煤油燃?xì)獍l(fā)生器的可靠點火和穩(wěn)定燃燒,但是試驗結(jié)果對鈍體火焰穩(wěn)定器應(yīng)用于燃發(fā)器的指導(dǎo)意義還不強。為了更深入的分析V槽火焰穩(wěn)定器穩(wěn)定火焰的原理,找到燃?xì)獍l(fā)生器合適的火焰穩(wěn)定器安裝位置及火焰穩(wěn)定器阻塞比大小,對燃發(fā)器內(nèi)部燃燒流場進(jìn)行了數(shù)值仿真。Case1的設(shè)置與試驗相同,數(shù)值計算得到的燃燒室壁面沿軸線的壓力分布如圖7所示。在噴管處由于氣流加速使得壁面壓力逐漸降低,而在燃燒室內(nèi)部壁面壓力基本保持不變。燃燒室平均壓力為3.07MPa,燃燒效率為98.5%。與試驗結(jié)果相比,仿真結(jié)果無論是燃燒室壓力還是燃燒效率都更高。這主要有兩方面的原因,首先是數(shù)值仿真采用渦耗散模型,沒有考慮空氣/煤油燃燒的復(fù)雜化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)過程;其次燃燒室采用絕熱壁面邊界條件,而實際試驗時燃燒室壁面與燃?xì)獯嬖趯α鲹Q熱,熱量通過熱傳導(dǎo)傳遞到燃燒室外壁面并與環(huán)境自然對流和輻射換熱。從結(jié)果來看,燃燒效率誤差小于3%,與試驗結(jié)果符合較好,因此認(rèn)為數(shù)值仿真可以滿足要求。3.3貧油側(cè)火焰吹熄特性考慮到空氣/煤油燃?xì)獍l(fā)生器的設(shè)計目標(biāo)是要實現(xiàn)極度富油狀態(tài)下的可靠點火和穩(wěn)定燃燒,需要進(jìn)一步提高當(dāng)量比進(jìn)行數(shù)值仿真,找到合適的火焰穩(wěn)定器阻塞比和安裝位置。據(jù)此采用表3所示的更加富油的工況進(jìn)行數(shù)值仿真。雖然燃?xì)獍l(fā)生器工作當(dāng)量比為2,但是在V槽后緣上側(cè),反應(yīng)物當(dāng)量比約為1,下側(cè)當(dāng)量比則為0.5,整體上處于貧油狀態(tài)(如圖8)。Tuttle研究了這種燃料分布不均勻的鈍體火焰吹熄過程。由于貧油側(cè)火焰鋒面與剪切層相互作用更加劇烈,脫落渦的尺寸更大。在燃燒室無聲學(xué)振蕩時,其吹熄過程與預(yù)混火焰類似,只是貧油側(cè)先出現(xiàn)局部熄火等現(xiàn)象。在與聲學(xué)振蕩相耦合時,其火焰受聲學(xué)振蕩和回流區(qū)的影響更大,導(dǎo)致火焰變形率更大,因此更容易形成熱-聲不穩(wěn)定和被吹熄。Case1中V槽火焰穩(wěn)定器前燃燒室內(nèi)氣流平均速度為20m/s,根據(jù)文獻(xiàn)可知預(yù)混可燃?xì)怏w速度大于20m/s時其吹熄當(dāng)量比大于0.66。雖然Chaudhuri所用的燃料為丙烷而本文采用的是煤油,火焰穩(wěn)定器穩(wěn)定的火焰實際為煤油蒸汽與空氣燃燒的火焰,但是文獻(xiàn)指出對于幾何構(gòu)型確定的鈍體和來流速度條件,吹熄的化學(xué)特征時間對選用的碳?xì)淙剂系姆N類不敏感,從而可知這種吹熄當(dāng)量比對燃料種類不是特別敏感。從數(shù)值仿真中可以看出其貧油側(cè)的當(dāng)量比為0.5,這就說明從接近當(dāng)量比側(cè)向貧油側(cè)的熱量和質(zhì)量傳遞可以使得貧油側(cè)的火焰穩(wěn)定性能提高。因為從接近化學(xué)反應(yīng)當(dāng)量比一側(cè)向貧油側(cè)的熱量和質(zhì)量輸運使得貧油側(cè)的火焰?zhèn)鞑ニ俣群突鹧鏈囟仍龈?。因此在選擇空氣/煤油燃?xì)獍l(fā)生器的火焰穩(wěn)定方案時,應(yīng)保證火焰穩(wěn)定器貧油側(cè)具有較大的當(dāng)量比,使火焰具有較大的火焰?zhèn)鞑ニ俣群徒^熱火焰溫度,減小火焰面和剪切層的相互作用強度,使火焰更加穩(wěn)定。3.4特征流動時間在類似管道流動中穩(wěn)定火焰,需要對火焰穩(wěn)定器選用的阻塞比大小進(jìn)行研究,因為采用大的阻塞比在增加特征尺寸的同時也增大了鈍體邊緣速度,使得火焰面更加靠近剪切層,二者相互作用更強、火焰面變形率更大,火焰容易被吹熄。流動的特征時間τf是評價火焰穩(wěn)定器性能的一個重要指標(biāo),它可以表示為特征尺寸D與來流速度U之比其中特征尺寸可以是鈍體寬度、邊界層厚度、尾跡寬度和時均的回流區(qū)長度。以時均的回流區(qū)長度作為特征長度,V槽后緣下側(cè)軸向方向速度的最大值為特征速度,得到的特征流動時間如表4所示。其中Case3的特征長度為0.014m,記為D3,特征速度為47.2m/s,記為v3,根據(jù)公式(4)計算得到的特征流動時間記為τ3。為便于分析,其余算例以Case3的數(shù)據(jù)為基準(zhǔn)計算。流動特征時間越長,反應(yīng)物與燃燒產(chǎn)物在剪切層內(nèi)相互作用的時間越長,在化學(xué)反應(yīng)釋放熱量誘導(dǎo)點火的延遲時間不變的情況下火焰更加穩(wěn)定。由上表可知隨著阻塞比的增加,流動的特征時間逐漸增加。而阻塞比變化導(dǎo)致的V槽下側(cè)最高溫度變化小于100K(如圖9所示),因此在當(dāng)量比不變的情況下由于溫度變化導(dǎo)致的點火延遲時間的變化不大。故本文中阻塞比大的V槽火焰穩(wěn)定性好。圖10為V槽兩側(cè)當(dāng)量比隨阻塞比的變化曲線,隨著V槽阻塞比的減小,其兩側(cè)的當(dāng)量比逐漸減小。V槽上側(cè)由化學(xué)當(dāng)量比變?yōu)樨氂?下側(cè)則更加貧油,使得火焰更加接近其吹熄當(dāng)量比。隨著反應(yīng)物當(dāng)量比的減小,經(jīng)過火焰面的膨脹減弱,使得尾跡流的不穩(wěn)定性增強,同時火焰?zhèn)鞑ニ俣葴p小,使得火焰面向回流區(qū)中心靠近,由于火焰面與剪切層相互作用更為頻繁,火焰穩(wěn)定性減弱。3.5來流溫度對火焰穩(wěn)定性的影響煤油液滴在燃燒室內(nèi)是逐漸蒸發(fā)并與空氣摻混的,如果不考慮燃燒室內(nèi)的化學(xué)反應(yīng),那么反應(yīng)物逐漸從貧油變到富油狀態(tài)。同時煤油蒸汽的量逐漸增加,相同阻塞比的火焰穩(wěn)定器安裝在燃燒室內(nèi)不同位置時的來流速度不同。而鈍體火焰穩(wěn)定器不僅存在貧油吹熄極限,還存在富油吹熄極限,并且化學(xué)反應(yīng)誘導(dǎo)的點火延遲時間應(yīng)小于流動特征時間,因此在燃燒室內(nèi)存在一個火焰穩(wěn)定器的安裝位置范圍和最佳安裝位置。由于煤油的不斷蒸發(fā),特征速度隨著V槽安裝位置的后移逐漸增加,相應(yīng)的特征尺寸也呈現(xiàn)出逐漸增加的趨勢,但是流動的特征時間卻表現(xiàn)為先減小后增加并在某個值處基本不變的趨勢。由圖11可知V槽后緣下側(cè)來流溫度隨著安裝位置的后移逐漸增加。Erickson研究了燃料溫度對鈍體穩(wěn)定火焰動力學(xué)特性的影響。指出燃料溫度的變化通過相應(yīng)的火焰前后溫度比和火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊淖兓瘉肀憩F(xiàn)。結(jié)果表明:隨著反應(yīng)物溫度的增加,流動特性由低振幅、寬帶寬、對稱變?yōu)轭愃茻o反應(yīng)流動的高振幅、窄帶和非對稱。這是因為:(1)隨著反應(yīng)物溫度的增加,火焰前后的溫度比減小,從而減小了燃燒的放熱性;(2)火焰?zhèn)鞑ニ俣鹊脑黾邮沟没鹧婵梢詡鞑サ礁h(yuǎn)離火焰尾跡的地方。上面兩個因素都使得燃燒引起的流體動力學(xué)過程(體積膨脹和斜壓性)對鈍體產(chǎn)生的渦的影響減弱。斜壓的減小使得流動對尾跡的不穩(wěn)定更敏感,隨著反應(yīng)物溫度的增加,不穩(wěn)定流動的初始位置向上游移動。但是由于火焰吹熄過程是一個更為復(fù)雜的動力學(xué)過程,根據(jù)公式(3)可知隨著來流溫度的增加,預(yù)測的貧油吹熄當(dāng)量比逐漸減小。另一方面由V槽后緣的當(dāng)量比分布(圖12)可知,火焰穩(wěn)定器工作于貧油狀態(tài),并且隨著安裝位置的