周 昊， 黃 燕， 丁 芳， 王恒棟， 岑可法(浙江大學(xué) 能源清潔利用國家重點實驗室，杭州 310027)

?

揚聲器對Rijke型燃燒器熱聲不穩(wěn)定控制效果的研究

周 昊， 黃 燕， 丁 芳， 王恒棟， 岑可法(浙江大學(xué) 能源清潔利用國家重點實驗室，杭州 310027)

揚聲器布置在Rijke管型燃燒器入口和出口處，輸出不同頻率和聲壓級的聲波可以對熱聲不穩(wěn)定進(jìn)行開環(huán)主動控制。試驗發(fā)現(xiàn)在熱聲管燃料入口燃料管路布置揚聲器是一種有效的熱聲不穩(wěn)定主動控制方法，揚聲器發(fā)出的聲波可以使熱聲不穩(wěn)定的壓力振蕩有所衰減，同時也會產(chǎn)生新的和聲波同頻的壓力振蕩；在某些工況下，和聲波同頻的壓力振蕩幅值甚至?xí)哂跓崧暡环€(wěn)定的壓力振蕩幅值；在該試驗中，當(dāng)揚聲器聲波頻率為50 Hz、聲壓級為100 dB時，控制效果最好，達(dá)到38.55%。布置在熱聲管開口端的揚聲器也是一種有效的熱聲不穩(wěn)定主動控制方法，在該試驗中，當(dāng)揚聲器聲波頻率為300 Hz、聲壓級為115 dB時，控制效果最好，此時控制效果可達(dá)34.58%。

揚聲器；Rijke型燃燒器；熱聲不穩(wěn)定；控制效果

隨著燃?xì)廨啓C(jī)貧燃預(yù)混技術(shù)的廣泛采用，熱聲不穩(wěn)定現(xiàn)象也越來越為人們所重視。貧燃預(yù)混技術(shù)可以降低NOx的排放，但是其受到燃燒熱聲不穩(wěn)定的制約。燃燒室熱釋放和聲場的耦合產(chǎn)生低頻高幅的壓力振動，不但影響燃燒室的性能，嚴(yán)重時可能破壞燃燒室的結(jié)構(gòu)[1-2]。因此，熱聲不穩(wěn)定的控制技術(shù)是開發(fā)低NOx燃?xì)廨啓C(jī)的關(guān)鍵技術(shù)。

熱聲不穩(wěn)定的被動控制是指通過改變?nèi)紵到y(tǒng)的幾何結(jié)構(gòu)和運行參數(shù)或者聲學(xué)邊界條件等來避免放熱和聲壓之間的耦合[3]。主動控制是指通過執(zhí)行器控制燃燒系統(tǒng)的某些參數(shù)，從而抑制熱釋放的波動，打破放熱和聲壓之間的耦合[4]。由于被動控制技術(shù)對燃燒系統(tǒng)改造較大，且不能適用于所有燃燒設(shè)備，具有昂貴的成本。而主動控制技術(shù)則比較靈活，調(diào)試容易，適用性強(qiáng)，因此也更容易得到人們的青睞和研究。

目前關(guān)于熱聲不穩(wěn)定主動控制的研究，一方面是基于閉環(huán)的自適應(yīng)參數(shù)主動控制，需要結(jié)合先進(jìn)的控制理論和控制方法[5-7]，另一方面是開發(fā)新穎的開環(huán)主動控制方法，如采用揚聲器和快速響應(yīng)閥作為執(zhí)行器[8-9]，研究開環(huán)控制頻率和熱釋放振幅以及聲壓級變化的關(guān)系；開發(fā)射流執(zhí)行器調(diào)整氣體流量來實現(xiàn)對熱釋放振蕩頻率的控制[10-19]；或基于粗糙集理論進(jìn)行結(jié)構(gòu)振動模糊控制[20]等。但是國內(nèi)尚處于起步階段研究較少，如研究穿孔板和環(huán)形背腔偏流的存在對聲能吸收的影響[21-22]，或者開發(fā)主動控制的自適應(yīng)算法進(jìn)行熱聲控制[23]等。

雖然揚聲器作為一種常用的執(zhí)行器控制熱聲振動的研究較多，但揚聲器位于燃燒器不同位置處的聲學(xué)控制效果尚未有人進(jìn)行深入分析過?；诖?，本文設(shè)計了Rijke型燃燒器熱聲不穩(wěn)定試驗臺架，在熱聲管入口和出口處各布置一個揚聲器進(jìn)行試驗，研究了這兩個位置處揚聲器對熱聲不穩(wěn)定控制效果的影響。

1 試驗簡介

圖1為自行設(shè)計的揚聲器控制Rijke型燃燒器熱聲不穩(wěn)定的試驗系統(tǒng)圖。Rijke預(yù)混燃燒器采用直徑40 mm，管長1 066 mm，管壁厚3 mm的不銹鋼圓管，燃燒器下端封閉，上端開口，在燃燒器下端1/4管長處放置致密堇青石材質(zhì)的多孔介質(zhì)穩(wěn)燃體，甲烷與空氣流量分別通過Alicat氣體流量計精確控制，預(yù)混后在穩(wěn)燃體上方燃燒作為熱源。采用量程精度0.5%、頻響20 kHz的CYG系列壓力傳感器測量壓力，并通過NI-6210數(shù)據(jù)采集卡和LABVIEW程序進(jìn)行高速連續(xù)并行的實時數(shù)據(jù)采集，采樣率為25 600 Hz。壓力傳感器安裝在標(biāo)高160 mm、460 mm和660 mm高(以熱聲管底端為起始位置)處，半無限法測量用以避免聲波的反射效應(yīng)。在Rijke管入口燃料輸送管路和Rijke管出口端上方100 mm處各放置一個揚聲器和功率放大器構(gòu)成聲波發(fā)生系統(tǒng)。

1.甲烷；2.壓縮空氣；3、4.Alicat流量計；5.預(yù)混室；6.火焰穩(wěn)燃體；7.高能點火器；8、9、10.動態(tài)壓力傳感器；11.NI數(shù)據(jù)采集卡；12.電腦和LABVIEW采集程序；13.功率放大器；14、15.揚聲器；16.密封箱；17、18、19.熱電偶；20.熱聲管 圖1 試驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental system

揚聲器布置在黎開管入口燃料輸送管路上的試驗工況如表1所示，揚聲器布置在黎開管開口端的試驗工況如表2所示，甲烷流量記為qCH4，空氣流量記為qAir，化學(xué)當(dāng)量比記為φ，聲波頻率記為fe，聲壓級記為SPL，兩組工況中工況1設(shè)為參照工況。

表1 揚聲器布置在黎開管入口 燃料管路的試驗工況Tab.1 Experimental case with loudspeaker excitation at the fuel inlet pipe

表2 揚聲器布置在黎開管開口端的試驗工況Tab.2 Experimental case with loudspeaker excitation at Rijke open end

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 壓力波形和頻譜分析結(jié)果

圖2為表1中工況1的壓力波形(選取1 s)及頻譜分析，圖3為其極限周期振蕩波形，壓力取值于壓力傳感器8的信號采集，此處最接近于速度入口，且不會存在含有大量水蒸氣的燃燒煙氣流過，與壓力傳感器9和10僅有振幅大小和相位的區(qū)別，因此僅取一個代表性的壓力測點信號進(jìn)行頻譜分析即可。從圖2的波形中可以看出，壓力振蕩均勻，沒有突變現(xiàn)象，從圖3的波形中可以看出，當(dāng)燃燒器處于穩(wěn)定的振動時，其極限周期振蕩波形光滑，幾乎沒有毛刺，其它工況亦均是如此，在此不一一列出。將連續(xù)采樣的25 600個數(shù)據(jù)點，進(jìn)行加窗Hanning函數(shù)FFT頻譜分析，可以看出，相較其它低頻分量和倍頻分量來說，熱聲振動的主峰振幅十分明顯，代表了燃燒器中聲能的分布。因此本文采用壓力振幅作為熱聲不穩(wěn)定程度的衡量標(biāo)準(zhǔn)。

圖2 壓力波形及頻譜分析Fig.2 Pressure waveform and spectrum analysis

圖3 極限周期振蕩Fig.3 Limit cycle pressure oscillation

2.2 揚聲器在黎開管入口處對控制效果的影響

表3為揚聲器布置在黎開管入口處所有工況的頻譜分析結(jié)果匯總?？梢钥闯觯?dāng)在熱聲管燃料流入口布置揚聲器并激發(fā)聲波時，壓力振動幅值有所減小，這說明在熱聲管燃料入口處布置揚聲器具有一定的熱聲不穩(wěn)定控制效果，但同時也伴隨有和揚聲器激勵頻率相同的壓力波動，有時甚至高于熱聲不穩(wěn)定的壓力波動幅值。為了便于直觀分析，圖4匯總了揚聲器布置在熱聲管燃料輸送入口時壓力振幅，圖中振幅均采用各個工況的最大振幅作為工況振幅的代表。

表3 揚聲器布置在黎開管入口燃料管路處數(shù)據(jù)處理結(jié)果Tab.3 Experimental results with loudspeaker excitation at the fuel inlet pipe

注：fR為熱聲振動主頻，AR為熱聲振動振幅，Ae為聲波同頻振幅。

圖4 揚聲器布置在黎開管入口燃料管路處時的壓力振幅Fig.4 The pressure amplitude with loudspeaker excitation at the fuel inlet pipe

結(jié)合表3和圖4可知，當(dāng)揚聲器施加的聲波頻率為50 Hz時，隨著聲波聲壓級的提高，熱聲管內(nèi)壓力振幅不斷減小，但是在98 dB、100 dB這兩個聲壓級工況下，熱聲管內(nèi)的壓力振蕩主頻變?yōu)榱?0 Hz。當(dāng)揚聲器施加的聲波頻率為100 Hz時，隨著聲波聲壓級的提高，熱聲管內(nèi)壓力振蕩幅值先減小后增大，當(dāng)聲波聲壓級由92 dB增大至94 dB時，熱聲管內(nèi)的壓力振蕩幅值由137.89 Pa減小至113.67 Pa，這兩個工況的振動主頻分別為468.65 Hz和466.76 Hz，基本沒有變化；當(dāng)聲波聲壓級增大至96 dB、98 dB和100 dB時，熱聲管內(nèi)的壓力振蕩幅值明顯增大，為揚聲器施加頻率100 Hz所對應(yīng)的壓力振幅值。當(dāng)揚聲器施加的聲波頻率為150 Hz時，壓力振幅隨聲波聲壓級變化并不明顯，熱聲管內(nèi)壓力振蕩幅值都在150 Pa左右，壓力振蕩的主頻也都在467 Hz附近，此時雖然也有對應(yīng)150 Hz的壓力振蕩產(chǎn)生，但是幅值都較小在25 Pa以下。

為了定量研究各個工況下聲波作用于熱聲不穩(wěn)定系統(tǒng)的控制效果，定義施加控制前后的壓力振幅之差與控制前壓力振幅的比值作為衡量標(biāo)準(zhǔn)，控制效果匯總圖如圖5所示。當(dāng)聲波頻率為50 Hz時，控制效果隨聲壓級的增加不斷提高，當(dāng)聲波頻率為100 Hz時，控制效果隨聲壓級的增加先增加再迅速減小，當(dāng)聲波頻率為150 Hz時，控制效果較小但是比較穩(wěn)定，基本不隨聲壓級的增大而變化。這是因為在聲波擾動頻率為50 Hz和100 Hz時，揚聲器的聲波影響了燃料速度脈動頻率，導(dǎo)致了火焰皺褶和熱釋放率波動，通過熱釋放頻率的波動，逐步衰減了熱釋放頻率和壓力振蕩之間的耦合，從而使壓力振蕩逐漸降低[24]。隨著聲壓級的增加，揚聲器擾動頻率的壓力振蕩幅值逐漸增大，聲波擾動頻率取代了熱聲管內(nèi)壓力振蕩的主頻，占據(jù)主導(dǎo)地位，產(chǎn)生了更加強(qiáng)烈的壓力振蕩。但當(dāng)繼續(xù)增加聲波擾動頻率，其對燃料速度脈動的影響又逐漸減弱[25]，雖然熱聲不穩(wěn)定的壓力振蕩主峰振幅有所衰減，但衰減幅度很小，控制效果基本上都在10%以內(nèi)。

圖5 揚聲器布置在黎開管入口燃料管路處時的控制效果Fig.5 The control effects with loudspeaker excitation at the fuel inlet pipe

2.3 揚聲器在黎開管開口端對控制效果的影響

表4為揚聲器布置在黎開管開口端所有工況的頻譜分析結(jié)果匯總，圖中振幅均仍采用各個工況的最大振幅作為工況振幅的代表。當(dāng)在熱聲管開口端布置揚聲器并激發(fā)聲波時，相較于參照工況1，壓力振動幅值有所減小，但是頻譜分析結(jié)果圖顯示此處的控制效果和揚聲器布置在黎開管入口燃料輸送管路時的控制效果有所不同，這一系列的工況中不再出現(xiàn)明顯的和聲波同頻的大幅壓力振蕩，這是因為揚聲器布置在熱聲管出口處對管內(nèi)壓力和熱釋放脈動的影響，并沒有比布置在燃料輸送管路影響燃料速度脈動進(jìn)而影響管內(nèi)壓力和熱釋放脈動作用強(qiáng)烈。

當(dāng)揚聲器施加的聲波頻率從200 Hz逐漸增大至500 Hz的過程中，壓力振蕩幅值并沒有隨頻率的增加呈簡單的增大或減小趨勢，而是在300 Hz處表現(xiàn)出較小的壓力振蕩幅值，在350 Hz和450 Hz壓力幅值也有一定衰減，在其他頻率工況下，壓力振蕩幅值相對原始工況雖然有所減小，但并不是非常明顯，如表4和圖6所示。同時還可以看出，在同一頻率下，聲壓級對壓力振幅的影響也沒有明顯趨勢，在200 Hz、250 Hz、350 Hz和450 Hz處，110 dB的壓力幅值大于115 dB聲壓級下的壓力幅值，在其他頻率時，110 dB的壓力幅值小于115 dB聲壓級下的壓力幅值。

表4 揚聲器布置在黎開管開口端工況數(shù)據(jù)處理結(jié)果Tab.4 Experimental results with loudspeaker excitation at Rijke open end

注：fR為熱聲振動主頻，AR為熱聲振動振幅，Ae為聲波同頻振幅。

圖6 揚聲器布置在黎開管開口端時的壓力振幅Fig.6 The pressure amplitude with loudspeaker excitation at Rijke open end

各個工況下聲波作用于熱聲不穩(wěn)定系統(tǒng)的控制效果匯總圖如圖7所示。當(dāng)聲波頻率為300 Hz時，試驗系統(tǒng)取得最好的控制效果，聲壓級為110 dB時的控制效果為34.18%，聲壓級為115 dB時的控制效果為34.58%。當(dāng)聲波頻率為350 Hz和450 Hz時，也能取得較好的控制效果，本文在這兩個頻率處取得的最好控制效果為18.49%和19.27%。在其他頻率處，也能取得一定的控制效果，但是控制效果有限，基本上都在10%以內(nèi)。

圖7 揚聲器布置在黎開管開口端時的控制效果Fig.7 The control effects with loudspeaker excitation at Rijke open end

3 結(jié) 論

通過Rijke型燃燒器熱聲不穩(wěn)定試驗臺架，研究了基于揚聲器的熱聲不穩(wěn)定控制方法，分別把揚聲器固定在黎開管燃料入口管路和黎開管開口端兩個位置，通過軟件驅(qū)動揚聲器產(chǎn)生一定頻率和聲壓級的聲音信號，對黎開管內(nèi)的熱聲不穩(wěn)定進(jìn)行主動控制。試驗獲得以下結(jié)論：

(1)當(dāng)揚聲器布置在黎開管入口燃料輸送管路上時，揚聲器發(fā)出的聲波可以使熱聲不穩(wěn)定的壓力振蕩有所衰減，同時也會產(chǎn)生新的和聲波同頻的壓力振蕩。在某些工況下，和聲波同頻的壓力振蕩幅值甚至?xí)哂跓崧暡环€(wěn)定的壓力振蕩幅值。布置在黎開管入口燃料流管路的揚聲器是一種有效的熱聲不穩(wěn)定主動控制方法，但是對聲波的頻率和聲壓級都有嚴(yán)格要求，在本文試驗中，當(dāng)揚聲器聲波頻率為50 Hz、聲壓級為100 dB時，控制效果最好，此時控制效果可達(dá)38.55%。

(2)當(dāng)揚聲器布置在黎開管開口端時，隨著聲波擾動頻率的增加，壓力振蕩幅值并沒有隨頻率的增加呈簡單的增大或減小趨勢，但相對于揚聲器布置在燃料入口的方法，聲波同頻的壓力振蕩幅值明顯減小。布置在黎開管開口端的揚聲器是一種有效的熱聲不穩(wěn)定主動控制方法，在本節(jié)試驗中，當(dāng)揚聲器聲波頻率為300 Hz、聲壓級為115 dB時，控制效果最好，此時控制效果可達(dá)34.58%。

[1] DOWLING A P．The challenges of lean premixed combustion[C]// Proceedings of the International Gas Turbine Congress. Tokyo: IGTC, 2003．

[2] RAYLEIGH J W S．The theory of sound[M]．New York： Dover Publications，1945．

[3] SCHADOW K C, GUTMARK E． Combustion instability related to vortex shedding in dump combustors and their passive control[J]．Progress in Energy and Combustion Science,1992，18(2)：117-132．

[4] MCMANUS K R, POINSOT T, CANDEL S M．A review of active control of combustion instabilities[J]．Progress in Energy and Combustion Science，1992，19(1)：1-29．

[5] METTENLEITER M, HAILE E, CANDEL S．Adptive control of aeroacoustic instabilities[J]．Journal of Sound and Vibration，2000，203(4)：761-789．

[6] KABLAR N A, HAYAKAWA T, HADDAD W M．Adaptive control for thermoacoustic combustion instabilities[C]// Proceedings of the American Control Conference. Arlington: IEEE, 2001: 25-27．

[7] BANASZUK A, ARIYUR K B, KRSTIC M，et al. An adaptive algorithm for control of combustion instability[J] ．Automatica，2004，40(11)：1965-1972．

[8] COSIC B, BOBUSCH B C, MOECK J P, et al. Open-loop control of combustion instabilities and the role of the flame response to two-frequency forcing[J]．Journal of Engineering For Gas Turbines and Power，2012，134(6)：1-8．

[9] LUBARSKY E, SHCHERBIK D, BIBIK A, et al. Active control of combustion oscillations by non-coherent fuel flow modulation[C]// 9th AIAA/CEAS Aeroacoustics Conference and Exhibit. Hilton Head: AIAA, 2003．

[10] UHM J H, ACHARYA S．Control of combustion instability with a high-momentum air-jet[J]．Combustion and Flame，2004，139(1/2)：106-125．

[11] UHM J H, ACHARYA S．Low-bandwidth open-loop control of combustion instability[J]．Combustion and Flame， 2005，142(4)：348-363．

[12] GUYOT D, TATICCHI P, BORGIA M, et al. Active control of combustion instability using a fluidic actuator[C]// 46th AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit. Reno: AIAA,2008．

[13] 李國能，林江．旋轉(zhuǎn)射流中側(cè)邊射流偏斜和擴(kuò)散的實驗研究[J]．中國電機(jī)工程學(xué)報，2011，31(17)：67-71． LI Guoneng，LIN Jiang．Experimental study on the bending and mixing in a lateral jet issuing into a swirling crossflow[J]．Proceedings of the CSEE，2011，31(17)：67-71．

[14] 李國能，周昊，楊華，等．橫流中湍流射流的數(shù)值研究[J] ．中國電機(jī)工程學(xué)報，2007，27(2)：87-91． LI Guoneng，ZHOU Hao，YANG Hua，et al．Numerical study of turbulent jet in cross-flow[J]．Proceedings of the CSEE，2007，27(2)：87-91．

[15] ZHOU Hao，TANG Qi，REN Tao，et al. Control of thermoacoustic instabilities by CO2and N2jet in cross-flow[J]．Applied Thermal Engineering，2012，36(4)：353-359．

[16] 周昊，李國能，岑可法．基于橫向射流的旋流燃燒器熱聲不穩(wěn)定控制[J]．燃燒科學(xué)與技術(shù)，2010，16(3)：204-209． ZHOU Hao，LI Guoneng，CEN Kefa．Controlling thermoacoustic instability in a swirl combustor based on a transverse jet[J]．Journal of Combustion Science and Technology，2010，16(3)：204-209．

[17] 周昊，李國能，岑可法．燃燒功率對旋流燃燒器熱聲不穩(wěn)定特性的影響[J]．中國電機(jī)工程學(xué)報，2008，28(32)：6-11． ZHOU Hao，LI Guoneng，CEN Kefa．Influence of combustion power on characteristics of thermoacoustic instability in a swirl combustor[J]．Proceedings of the CSEE，2008，28(32)：6-11．

[18] 李國能，林江，李凱，等．橫向射流中心軌跡和擴(kuò)展寬度[J]．化工學(xué)報，2011，62(1)：66-70． LI Guoneng，LIN Jiang，LI Kai，et al. Central trajectory and spread width in transverse jie[J]．CIESC Journal，2011，62(1)：66-70.

[19] 李國能.燃燒誘發(fā)熱聲不穩(wěn)定特性及控制研究[D]．浙江：浙江大學(xué)，2009．

[20] BATTAINI M，CASSIATI F，F(xiàn)ARVELLI L．Fuzzy control of structural vibration—an active mass system driven by a fuzzy controller [J]．Earthquake Engineering and Structural Dynamics，1998，27(1)：267-276．

[21] 郭志輝，李磊，張澄宇，等．關(guān)于熱聲不穩(wěn)定性現(xiàn)象的一種控制方法[J]．工程熱物理學(xué)報，2008，29(6)：947-950． GUO Zhihui，LI Lei，ZHANG Chengyu，et al. A control method for the suppression of thermoacoustic instability[J]．Journal of Engineering Thermophysics，2008，29(6)：947-950．

[22] SUN Xiaofeng，WANG Xiaoyu，LIN Du，et al． A new model for the prediction of turbofan noise with the effect of locally and non-locally reacting liners[J]．Journal of Sound and Vibration，2008，316(1/2/3/4/5)：50-68．

[23] WEI Wei，WANG Jing, LI Donghai, et al. Dynamic compensation based adaptive control of thermo-acoustic instabilities in Rijke tube: an experimental validation[J]．ISA Transactions，2013，52(3)：450-460．

[24] 曹紅加． 預(yù)混火焰燃燒不穩(wěn)定性及其主動控制[D]． 北京：中國科學(xué)院工程熱物理研究所， 2004．

[25] YU K M， SUNG C J， LAW C K．Some aspects of the freely propagating premixed flame in a spatially periodic flow field[J]．Combustion and Flame，1994，97(3)：375-383．

Investigation on control effects of loudspeaker on the thermoacoustic instability in a rijke combustor

ZHOU Hao, HUANG Yan, DING Fang, WANG Hengdong, CEN Kefa

(State Key Laboratory of Clean Energy Utilization, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China)

Loudspeakers were used for active control of the thermo acoustic instability in combustors. The loudspeakers were placed on the fuel inlet and outlet of a Rijke tube type of combustor to output acoustic frequencies and sound pressure levels for the open-loop active control of thermoacoustic instability. It is found that loudspeakers placed on the fuel inlet pipe is an effective method to control the thermoacoustic instability in the Rijke combustor. Sound waves from the loudspeaker could attenuate the thermoacoustic pressure oscillations. At the same time, a new pressure oscillation is generated by sound waves with the same frequency of sound waves. In certain experiment cases, the amplitude of the new pressure oscillation caused by sound waves could be higher than that due to thermoacoustic instability. In the experiment case with sound frequency of 50 Hz and sound pressure level of 100 dB, the efficiency of pressure amplitude reduction can reach 38.55%. Placing loudspeakers on the open end of the Rijke combustor is also an effective way. In the experiment case with sound frequency of 300 Hz and sound pressure level of 115 dB, the efficiency of pressure amplitude reduction can reach 34.58%.

loudspeaker; Rijke combustor; thermoacoustic instability; control effect

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(2015CB251501)

2015-05-29 修改稿收到日期：2015-11-11

周昊 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1973年1月生

TK124；TH213.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2016.22.011