徐欣宇，王?平，姜霖松，李偉超，曾海翔，何祖強，Prashant Shrotriya

雙旋流火焰不穩(wěn)定性模態(tài)轉換

徐欣宇，王?平，姜霖松，李偉超，曾海翔，何祖強，Prashant Shrotriya

(江蘇大學能源研究院，鎮(zhèn)江 212013)

采用DTF燃燒模型通過大渦模擬(LES)對本課題組設計的燃燒室中甲烷/空氣貧燃預混旋流火焰的燃燒不穩(wěn)定性模態(tài)轉換現(xiàn)象進行了研究．通過計算不同當量比的燃燒狀況，在當量比漸增到0.9附近時，發(fā)現(xiàn)火焰結構出現(xiàn)明顯變化，火焰模態(tài)從M型轉換為V型．對此過程計算的數(shù)據(jù)進行后處理，分析其前后各自溫度場，平均軸向、徑向燃燒室內(nèi)速度分布，取分別為5mm、15mm、25mm、40mm、60mm處軸向和徑向脈動速度，采用準則方法，POD方法分析流場中的渦旋結構，從而分析其燃燒不穩(wěn)定性和影響火焰結構的主要因素．發(fā)現(xiàn)模態(tài)轉換前平均火焰為“M”型，轉換后為“V”型，V型火焰是一種更為穩(wěn)定的火焰結構，火焰模態(tài)的轉換受內(nèi)、外剪切層位置的直接影響并與渦脫落模式有重要關系．

燃燒不穩(wěn)定性；旋流火焰；模態(tài)轉換；Q準則；正交分解

近些年來國內(nèi)外關于嚴格控制污染排放的法律法規(guī)不斷出臺，日益嚴格的排放要求迫使燃氣輪機燃燒室的設計指標不止是先前的單純追求高效率，而是逐漸轉變?yōu)楦咝阅?、低污染．各國開展低污染技術的研究，貧燃預混燃燒作為一種清潔的燃燒方式，是在燃燒中提供高出所需的空氣量，可以有效降低氮氧化物、未完全燃燒碳氫化合物以及一氧化碳的排放量，被廣泛應用于燃氣輪機等燃燒系統(tǒng)中[1]．但在貧燃預混燃燒中，常會發(fā)生燃燒的靜態(tài)不穩(wěn)定和動態(tài)不穩(wěn)?定[2]．旋流器因為可以在一定程度上用來穩(wěn)定火焰，得到了廣泛的應用，在貧燃預混燃燒中，旋流入流和中心鈍體是普遍采用的穩(wěn)焰手段．在燃燒室的上游位置處，旋流入流可以提供一個中心回流區(qū)來作為良好的混合區(qū)域．中心回流區(qū)同時可以用于調(diào)整火焰的長度、燃燒強度和穩(wěn)定性．

在旋流燃燒中，火焰結構受旋流數(shù)、燃燒室尺寸、化學當量比、雷諾數(shù)、預熱溫度等多方面的影響．Taamallah等[3]在研究中發(fā)現(xiàn)火焰結構主要分為以下4種：柱狀管狀火焰Ⅰ，氣泡柱狀火焰Ⅱ，沿內(nèi)剪切層穩(wěn)定的單錐火焰Ⅲ，由內(nèi)外剪切層共同穩(wěn)定的雙錐火焰Ⅳ，如圖1所示．

Taamallah等[4]利用PIV對這4種火焰結構的平均流場進行了研究，發(fā)現(xiàn)這些火焰之間的回流區(qū)結構和流動動力學發(fā)生了變化．管狀火焰的特征是一個開放的內(nèi)部再循環(huán)區(qū)或中心渦核，在燃燒室中心軸線周圍有連貫的進動現(xiàn)象，表明這是一種不對稱的錐渦破碎類型．在這些火焰結構中火焰結構Ⅲ和Ⅳ以及它們中間轉變的原因更值得研究．原因主要有：它們是更穩(wěn)定的火焰，并且這兩種狀態(tài)下不容易出現(xiàn)貧燃吹熄現(xiàn)象；這一轉變與燃燒室中熱聲振蕩[5]的開始有關．根據(jù)它們的幾何形態(tài)結構，在一些研究中將火焰結構Ⅲ命名為V型火焰，火焰結構Ⅳ命名為M型火焰．

在研究氫氣添加的影響中，Kim等[6]也發(fā)現(xiàn)隨著氫含量的增加，火焰鋒沿外部回流區(qū)和外剪切層傳播的傾向增加．他們定性推測，這一效應是由于添加氫使得火焰?zhèn)鞑ニ俣雀欤约霸鰪娏藢ο绲牡挚沽?此外，他們發(fā)現(xiàn)當量比和氫含量的不同組合可以形成相似的火焰形狀．Guiberti 等[7]研究了氫對熱聲穩(wěn)定燃燒的影響，以定量的方式證實了上述發(fā)現(xiàn). Guiberti等[7]通過從PLIF圖像中提取OH信號，量化了外部回流區(qū)中存在火焰的概率．他們發(fā)現(xiàn)氫的加入增加了M型火焰(沿內(nèi)外剪切層穩(wěn)定的火焰)的可能性．

其他的研究主要集中在研究來流條件和燃燒室?guī)缀涡螤顚Σ煌鹧婧暧^結構及其過渡點的影響. Foley等[8]通過改變雷諾數(shù)(84000～170000)和旋流數(shù)(采用葉片角為37°和45°的軸向旋流器)分析了流動條件對火焰Ⅲ和Ⅳ過渡的影響．滯后現(xiàn)象使得火焰Ⅲ到Ⅳ的過渡點比火焰Ⅳ到Ⅲ的過渡點需要更高的當量比．遲滯區(qū)的范圍顯示取決于流動條件．雖然對旋流數(shù)的靈敏度相對較弱，但在較高的旋流時，需要較高的當量比才能在外部回流區(qū)/外剪切層中建立火焰．這種行為是“反直覺的”，因為增加旋流數(shù)通常被認為有穩(wěn)定火焰的作用，而且旋流對火焰穩(wěn)定的作用是復雜的，需要進一步的分析．雷諾數(shù)對火焰形狀轉換的影響更為直接；與進氣管道雷諾數(shù)的關系更為直觀，這是基于外界剪切層中較高的應變率會阻礙火焰在較低當量比時穩(wěn)定在該位置的普遍猜想．

Taamallah 基于前人工作，研究火焰在典型旋流穩(wěn)定燃燒室外回流區(qū)出現(xiàn)的機理及其主導動力學，并通過研究解釋不同工況(如燃料成分、雷諾數(shù)和渦流數(shù)以及熱邊界條件)對這種過渡及其主導動力學的影響，最后提出其發(fā)生的預測標準．其使用OH-PLIF測量發(fā)現(xiàn)火焰最初沿著內(nèi)剪切層穩(wěn)定之后被帶入外部回流區(qū)，分離的反應內(nèi)核導致它點燃．這個火焰內(nèi)核是最初堆積在外部回流區(qū)中的反應物所形成的著火源．在火焰轉變起始對應的臨界當量比時，可以成功點燃整個外部回流區(qū)反應物區(qū)域．在臨界當量比以下，其證明了火焰核偶爾仍能達到外部回流區(qū)，但總是無法進一步發(fā)展．從火焰Ⅲ過渡到火焰Ⅳ的主要動力之一是火焰間接的旋轉由方位角外部回流區(qū)的平流導致，這種運動可以用一個同時考慮渦流和進口體積速率影響的渦旋Strouhal數(shù)來描述．研究中證明了這種轉變與外部回流區(qū)邊界處的熱損失水平無關，它是由熄滅應變率和外部回流區(qū)中火焰旋轉頻率之間的平衡所控制的．對于不同的工況條件(雷諾數(shù)、當量比等)，當化學反應足夠快時，火焰能夠在外部回流區(qū)中存在，點燃它并最終穩(wěn)定在外剪切層上.在外部回流區(qū)中循環(huán)的反應物的突然和間歇點火導致總體放熱速率的大波動，這是轉變的主要后果之一.這表明，這種變化是導致熱聲不穩(wěn)定性的潛在機制.

由以上學者研究可以看出，火焰結構的變化是導致燃燒不穩(wěn)定性和耦合振蕩的重要因素．而渦脫落、角回流區(qū)、釋熱面的變化等都是可能導致火焰結構產(chǎn)生變化的原因，下文中也將結合具體模擬計算工況進行分析研究．

為了對火焰的燃燒不穩(wěn)定性模態(tài)轉換進行深入研究，本文對本課題組自行設計的雙級軸向旋流燃燒器采用DTF模型進行了大渦模擬，研究了不同當量比對燃燒不穩(wěn)定性的影響．并捕捉到在當量比為0.9附近出現(xiàn)火焰形狀從M型到V型的模態(tài)轉換，采用準則，Tecplot360中數(shù)據(jù)后處理功能，POD(本征正交分解)方法對M型，V型以及其中間轉換過程進行深入分析，找出與其有關的因素．

1?方法

1.1?DTF模型介紹

DTF火焰增厚模型是在人為增厚火焰(artificial thickened-flame，ATF)模型的思想的基礎上通過優(yōu)化改進而得到的．火焰的厚度在常溫常壓下處于0.1～0.5mm的范圍，而燃燒化學反應是一個劇烈變化及伴隨著放熱的過程，在如此薄的火焰面內(nèi)發(fā)生時，CO2、CO、H2O等組分及、等參數(shù)均會受到影響發(fā)生巨大變化．因此若想得到準確的模擬結果，準確捕捉和描述燃燒過程中出現(xiàn)的組分變化情況，對網(wǎng)格尺度的要求就是在火焰面內(nèi)沿法線方向上需要覆蓋10個網(wǎng)格點以上，即使按火焰厚度區(qū)間最大值0.5mm來估算，所選取的網(wǎng)格尺寸應該小于0.05mm．而通常0.5mm網(wǎng)格在LES中已經(jīng)是比較細的網(wǎng)格，其網(wǎng)格尺度是0.05mm的10倍不能直接精確在燃燒過程中描述火焰結構，而進一步細化網(wǎng)格則會導致計算量的增大．Butler等[9]針對這一問題開發(fā)出火焰增厚模型，主要思想為在模擬計算過程中修改化學反應速率指前因子常數(shù)和熱擴散系數(shù)，人為使火焰的厚度增厚到可被LES網(wǎng)格尺度求解的程度．此方法缺陷在于火焰的厚度改變后火焰的數(shù)(表征湍流時間與化學反應時間之比的無量綱數(shù))會變?yōu)樵档姆种?，?shù)的改變會使得火焰與湍流的相互作用關系出現(xiàn)變化，具體表現(xiàn)為：火焰面運動變化過程中對于湍流流場的擾動作用的影響變得不敏感，相反的對火焰面的拉伸效應方面則變得更為敏感．并且火焰的增厚改變了分子輸運與化學反應之間的相互作用關系，使得在模擬中有關化學反應燃燒放熱對湍流場影響的結果的精度和準確性降低，見表1．為解決和優(yōu)化這些缺陷，Colin等[10]利用直接數(shù)值模擬系統(tǒng)性分析了流場中火焰與渦旋的相互作用，并提出提出了褶皺效能函數(shù)的概念．

表1?火焰各參數(shù)在增厚前后的對比

Legier等[11]、Kuenne等[12]及張科等[13]認為僅在火焰面位置處進行增厚有助于提高模型的計算精確性，因為假如全局增厚會使得流場的物理特性出現(xiàn)改變，其處理辦法為引入火焰面探測函數(shù)來在流體域中捕獲火焰面的位置，增厚因子變?yōu)橐粋€動態(tài)可調(diào)整的值，僅在火焰面位置處進行增厚，而在遠離火焰區(qū)域處增厚因子被平滑過渡為1．新加入的動態(tài)增厚因子dyn表達式如下：

表2?常用的探測函數(shù)及激活函數(shù)

Tab.2?Commonly used detection functions and activation functions

1.2?燃燒室介紹

本文LES模擬計算以及實驗PIV測量所使用的均為自主設計的雙旋流燃燒平臺裝置，圖2所示為其幾何結構平面示意．裝置基本構成包含：進氣管道、旋流器、燃燒室和尾氣出口等．其具體幾何尺寸如圖2所示．預混氣通過內(nèi)外管道分別經(jīng)過旋流器作用后，形成有切向速度的旋轉入流進入燃燒室內(nèi)部．燃燒室在設計上采用的4個不銹鋼支柱支撐，四周用石英玻璃進行密封，并且為實驗測量需要在一個不銹鋼支柱上開兩個孔．目的是為了安裝儀器用于燃燒過程中采集測量燃燒室內(nèi)所需要空間位置點處的溫度分布以及壓力分布，若不需要使用則需將兩口堵住防止漏氣影響流場結果．

通過在進氣管道末端，燃燒室入口前安裝旋流器來達到旋流的狀態(tài)．雙級軸向旋流器如圖3所示，此旋流器為同向旋流器，內(nèi)外旋流葉片保持一致的旋轉角度，其結構形式為扭曲葉片軸向式，采用葉片繞中心線的螺旋角度來定義其扭曲程度．此旋流器中葉片螺旋線角度為120°，8個葉片組成，每個葉片的厚度均為0.6mm，此為3D打印的最小精度．旋流器固定在雙同心管道和燃燒室之間，中心鈍體為直徑2mm.

圖2?雙旋流燃燒器裝置平面圖(單位：mm)

圖3?葉片扭轉120°角及中心鈍體為2mm的同向雙旋流器結構

1.3?網(wǎng)格設置介紹

本文模擬采用的網(wǎng)格為分塊化的結構網(wǎng)格，主要考慮的是以下原因：一是可以有效降低網(wǎng)格的數(shù)量，在重點區(qū)域比如旋流器以及燃燒室上游火焰燃燒部位對網(wǎng)格進行加密，利于得到更為準確的旋流區(qū)域以及火焰燃燒位置處的流場，而在次要區(qū)域則對網(wǎng)格要求沒有那么高，減少這些位置處網(wǎng)格利于提高計算速度；二是分塊的結構網(wǎng)格相比于整體用非結構網(wǎng)格可以得到較高的網(wǎng)格質(zhì)量．整個燃燒室網(wǎng)格分為入流管道、旋流器、燃燒室和尾部四塊生成，通過3個交界面(interface)將其融合在一起，見圖4．

為了同時兼顧計算結果的準確性以及模擬計算的速度和經(jīng)濟可行性，本文采用大渦模擬方法驗證網(wǎng)格的無關性，給出了100萬、350萬、650萬的3種不同網(wǎng)格數(shù)量的結構化網(wǎng)格，計算了同樣一種工況，初始條件和邊界條件都保持一致．使用PIV設備在實驗室測量了同種工況下的速度流場，并將實驗與模擬結果進行比較驗證，見圖5．

圖4?流體域的ICEM 網(wǎng)格劃分示意

紅色、藍色和綠色曲線分別對應100萬、350萬以及650萬的網(wǎng)格，黑色曲線則對應相應位置直線處在實驗室中所測得的數(shù)據(jù)．可以看出350萬和650萬網(wǎng)格在平均徑向速度以及軸向速度上幾乎吻合，兩者結果與實驗值相比比較接近，唯一有誤差地方在于正方向速度峰值上實驗值略低于模擬值，但可以看出在左側峰值處是吻合的，所以考慮此處的偏差可能在于實驗測量的誤差，因為流場結構是正和負對稱的，顯然在此基礎上350萬和650萬模擬的結果更符合這一對稱特性．另一誤差位置處在旋流器出口位置，此處偏差是由于在具體工況中保持了內(nèi)外管的流速相同，但由于其管徑的偏差導致內(nèi)外管流速不同，所以在離開旋流器進入流場時，在流場的上游也就是靠近旋流器位置處會存在內(nèi)外速度差引起的剪切層，所以此處模擬值與實驗值略有偏差．但本文研究重點更偏重于研究火焰面及其他現(xiàn)象，對于火焰根部也就是此剪切層主要影響處涉及不多，所以模擬時網(wǎng)格能基本達到研究的要求．徑向速度上350萬網(wǎng)格及650萬網(wǎng)格與實驗結果達到吻合．綜上，350萬網(wǎng)格在有效降低計算速度的前提下在速度場的計算模擬上也達到了較好的效果．而100萬網(wǎng)格在整體趨勢上接近另外兩組網(wǎng)格和實驗結果，但是在軸向以及徑向速度峰值處所則出現(xiàn)了明顯的偏差，峰值處在流場中大概對應著中心回流區(qū)與正和負方向兩個角回流區(qū)的中間間隔區(qū)域．

圖5 實驗測量和3種網(wǎng)格下同一軸向位置處的軸向速度和徑向速度分布

2?結果與分析

燃燒室入口處采用的旋流器其旋流數(shù)＝0.53，內(nèi)外管通入當量比為0.9的甲烷與空氣預混氣體，體積流量相同，因為內(nèi)外流道截面積差導致內(nèi)管入口處速度為10m/s，雷諾數(shù)＝7432，外管入口處速度為4.45m/s，雷諾數(shù)＝2406，為無分層有剪切燃燒情況．其徑向速度分布如圖6所示，可以看到當預混氣經(jīng)由旋流器進入燃燒室后向兩側擴張，但是在這一結構旋流器的作用下，其擴張角度并不是很大，并且因為燃燒室寬度為120mm，其預混氣距離兩側壁面仍有較大距離，受兩側壁面干擾較?。梢钥闯鲈冢?mm到＝20mm處因靠近旋流器出口處表現(xiàn)出明顯的旋流狀態(tài)，此位置處的徑向速度較大，并且速度呈現(xiàn)正負兩個峰值，但速度大小一致呈現(xiàn)出一個對稱狀態(tài)．平均徑向速度云圖可以表明，從管道經(jīng)過旋流器進入燃燒室的預混燃料達到了很好的旋流入流?狀態(tài)．

圖6?燃燒室內(nèi)平均徑向速度云圖

在＝20mm左右處開始，隨著氣流向下游發(fā)展能量出現(xiàn)耗散，旋流狀態(tài)出現(xiàn)減弱，雖然徑向速度依然呈現(xiàn)對稱狀態(tài)，但是徑向速度在數(shù)值上卻明顯減少，這是因為能量在向下游發(fā)展中出現(xiàn)衰減，在此位置氣流以軸向速度為主．在＝80mm處往后基本消失，所以接下來對燃燒室研究的重點區(qū)域為＝80mm的上游部分．

圖7為3種火焰結構下燃燒室內(nèi)溫度分布，通過圖7分析其火焰形狀，旋流火焰分為外側附著火焰和內(nèi)部的抬升火焰，當這兩種火焰都存在時火焰呈現(xiàn)M型，隨著時間的發(fā)展，首先正側附著火焰分支逐漸消失，隨后負側附著火焰分支也緊接著消失，最后火焰形狀轉化為V型，并穩(wěn)定存在．圖7(a)、(b)、(c)分別顯示的是M型火焰、中間轉化過程及V型火焰這3個不同的狀態(tài)．

圖7?3種火焰結構下燃燒室內(nèi)溫度分布

圖8為3種火焰結構對應的平均軸向速度分布，通過圖8的變化情況來探究其中的轉化原因，可以看到在中間的過渡狀態(tài)下，當正側火焰分支消失過程中其角回流區(qū)大小較先前的M型時，正側的回流區(qū)出現(xiàn)了明顯的增大情況，而此時負側火焰分支還基本沒有開始發(fā)生變化，其所對應的的角回流區(qū)大小也較先前變化不大．當火焰完全轉變?yōu)閂型時，其兩側角回流區(qū)大小相差不大．而對比中心回流區(qū)的大小，在狀態(tài)a、b時，中心回流區(qū)大小相似，而狀態(tài)c下，中心回流區(qū)的寬度以及高度都呈現(xiàn)略微的下降趨勢，高度下降大概為5mm，最大寬度處縮小約為7mm．從圖中可以看出，在3種火焰狀態(tài)的變化過程中，應該是角回流區(qū)相比于中心回流區(qū)其變化情況更大，回流區(qū)中火焰的變化是演化過程中外部剪切層變化失穩(wěn)的結果，并且局部湍流火焰燃燒速度和流場速度的平衡程度影響著火焰的穩(wěn)定．

圖8?3種火焰結構下燃燒室內(nèi)平均軸向速度云圖

判定不穩(wěn)定性發(fā)生與否，火焰結構是表現(xiàn)流場脈動和火焰熱釋放的耦合中關鍵的一環(huán)．湍流脈動的統(tǒng)計結果可以由脈動速度值來反映，了解燃燒室中流場的湍流特性及燃燒室內(nèi)流場的流動不穩(wěn)定性可通過計算和分析脈動速度的辦法．本文處理得到燃燒室內(nèi)5個不同位置高度處軸向和徑向脈動速度和平均速度曲線分布圖，見圖9和圖10．為了探究火焰形狀的變化與速度關系，截取的位置以火焰面位置為主，分別為5mm、15mm、25mm、40mm、60mm處，圖中不同顏色的3條線也對應了之前所提到的截取的3個不同火焰形狀的時間狀態(tài)．對比3種狀態(tài)下的脈動速度以及速度平均值，脈動速度在速度值較大處也相應變大，由于速度梯度大的地方對應于主流與周圍流體交界處是剪切層位置處，這也說明了燃燒室流場中旋流強度大的地方不穩(wěn)定的現(xiàn)象更為明顯．速度峰值處在燃燒室內(nèi)大概對應內(nèi)外剪切層位置，隨著入流向流體域下游發(fā)展，兩個速度峰值的徑向距離逐漸變大．因為氣流在旋流的作用下，剪切層的位置隨著氣流的流動向外擴散，其脈動速度值隨著湍流脈動的減弱出現(xiàn)減?。梢钥闯?，在中心回流區(qū)以及角回流區(qū)的變化過程中主要影響的是流場中的軸向速度脈動，3種狀態(tài)下不同位置處的徑向速度脈動，軸向、徑向速度平均值曲線基本重合，所以接下來詳細比較軸向速度脈動的變化情況．對比＝25mm和＝40mm處，可以看到V型與M型火焰相比最明顯的是內(nèi)部剪切層位置向內(nèi)移動，而外部剪切層位置向外移動，導致內(nèi)外剪切層中的范圍增大，火焰此時可以穩(wěn)定在其中而受到兩側內(nèi)外剪切層的影響較少，達到V型火焰結構．在火焰根部3種曲線徑向速度脈動基本相似，但到了火焰上部M型火焰結構曲線明顯不同于另外兩種狀態(tài)，從而可以看出M型向V型火焰結構轉化過程是一個趨于火焰狀態(tài)的過程，V型火焰也是相比之下更為穩(wěn)定的一種狀態(tài)，其穩(wěn)定狀態(tài)主要依靠自身而受外剪切層影響很小.

由于旋流湍流流場中包含有旋轉、拉伸和膨脹等運動，十分復雜且瞬息萬變．準則方法主要就是將旋轉速度的變化率和應變率的大小進行比較判斷的一個過程，當判斷后當大于0時，說明旋轉在流場流動中占主導地位，則可以判定并顯示出流場中的大尺度漩渦[14-15]．為了探究流場中的渦結構對于火焰結構的影響，采用準則來對渦的結構進行識別，并以溫度來進行染色，如圖11所示．將內(nèi)剪切層所形成的高溫旋轉結構定義為內(nèi)渦(紅色為主)，而外剪切層形成的低溫旋轉結構(藍色為主)定義為外渦．可以看出不同火焰結構時的流場渦旋相差很大，隨著渦旋的結構和數(shù)量的變化，火焰結構也發(fā)生了變化．在M型火焰結構向V型轉化過程中，內(nèi)渦從較大較完整的渦旋結構向著變小的方向發(fā)展．M型時外剪切層脫落形成的外渦很少，隨著時間的推進，外剪切層渦旋脫落的不斷發(fā)展，在達到V型火焰結構時形成了非常多較小的外渦均勻地圍繞在內(nèi)渦的外部．因為內(nèi)外剪切層脫落頻率不同的影響，在一定的時間發(fā)展后外渦的數(shù)量要明顯多于內(nèi)渦的數(shù)量．在M型火焰時，火焰結構主要受到的是高溫內(nèi)渦的影響，而外渦的數(shù)量導致了火焰結構向V型的轉化，最終在達到的穩(wěn)定V型火焰結構同時受著內(nèi)外渦的作用．空間結構上也是V型火焰結構時渦旋結構在空間上更均勻和對稱．由此可見火焰結構的轉變與渦脫落模式有著重要的關系．

圖9?3種火焰結構下位置x＝5mm，15mm，25mm，40mm，60mm處軸向速度的均方根波動值和平均值分布曲線

圖10?3種火焰結構下位置x＝5mm，15mm，25mm，40mm，60mm處徑向速度的均方根波動值和平均值分布曲線

圖11?3種火焰結構下Q準則等值面

POD方法是提取離散數(shù)據(jù)特征的數(shù)學方法，其主要功能為將多維隨機過程進行降維處理，在流場處理中可用來提取和表征非定常的擬序結構，本質(zhì)是將分解的自身特征確定的基函數(shù)來表征隨機量，并且基函數(shù)在每次分解過程中需要使最低模式能量占比較多[16]．分別將M型和V型火焰結構時流場狀態(tài)進行了POD方法的處理，由Matlab完成，兩種狀態(tài)分別以0.005s為間隔取120個狀態(tài)．并將分解出的各自的能量占比前3個流場模態(tài)進行了流線圖的繪制處理，如圖12、13所示.

由圖可以看出M和V的能量占比最高的模態(tài)1主要是中心回流區(qū)和剪切層．而模態(tài)2就與模態(tài)1在流線圖上幾乎完全不同，主要為一些脫落的渦旋．到了模態(tài)3則是脫落渦旋在流場中的一個耗散，渦旋尺寸變小，或者破碎．下面比較M和V在不同模態(tài)下的區(qū)別．從模態(tài)1對應流線圖可以看出，經(jīng)過POD處理后，其V型火焰結構時的中心回流區(qū)大小非常明顯地小于M型火焰結構，幾乎只有一半的大?。畬Ρ燃羟袑覯型火焰結構時剪切成流線圖中表示明顯，而V型火焰結構時不明顯，可能是由于此時剪切層位置向遠離中心回流區(qū)方向移動，剪切層大小和強度都有降低，所以經(jīng)過POD能量重構后不再明顯，也說明在V型火焰結構時剪切層對其的影響應該并不大，這也印證了之前的觀點，即V型火焰受兩側剪切層影響較?。容^模態(tài)2，V型火焰結構時脫落的渦旋數(shù)量更多，而渦旋則是M型火焰結構時大小更大．模態(tài)3是POD分析完能量占比比較低的狀態(tài)，流場比較破碎不好比較．由上可見，火焰結構也受著脫落渦旋數(shù)量大小的影響，與渦旋的脫落模式有著重要的關系．

圖12?M型火焰結構POD分解流場流線

圖13?V型火焰結構POD分解流場流線

3?結?論

本文采用DTF燃燒模型對當量比0.9的貧燃預混雙旋流火焰進行LES研究，對比了模擬過程中出現(xiàn)的M、V以及中間轉化過程3種不同火焰結構，并采用后處理，準則，POD得出以下結論：

(1) 對比了3種火焰結構下的溫度分布、平均徑向軸向速度、脈動徑向軸向速度、準則等值面，可以看出V型火焰是更為穩(wěn)定的一種火焰模態(tài)．

(2) 內(nèi)外剪切層的存在直接影響著火焰結構，V型火焰結構下內(nèi)外剪切層中的范圍要大于M型火焰結構，因此火焰也更容易穩(wěn)定在其中而受到兩側的剪切影響較小，因此內(nèi)外剪切層的位置直接影響到了火焰結構．

(3) 火焰結構受著內(nèi)渦外渦的雙重作用，并且剪切層中的內(nèi)外渦旋脫落頻率的不同影響了其渦旋數(shù)量的不斷變化，最終導致火焰結構的轉化，由此可見火焰結構的轉變與渦脫落模式有著重要的關系．

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Flame Instability Modal Conversion of Double-Swirl Flame

Xu Xinyu，Wang Ping，Jiang Linsong，Li Weichao，Zeng Haixiang，He Zuqiang，Prashant Shrotriya

(Institute for Energy Research of Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China)

The modal conversion of combustion instability in a combustion chamber with methane-air lean premixed swirl flame was studied by using a DTF combustion model through large eddy simulation(LES). By calculating the combustion conditions under different equivalent ratios，it is found that when the equivalent ratio gradually increases to around 0.9，there is an obvious modal conversion in the combustion from M-type flame modal to V-type flame modal. Through post-processing the data calculated in this process，the temperature field before and after the modal conversion is analyzed，and the average axial and radial velocity distributions of the combustion chamber are obtained. The axial and radial pulsation speeds at＝5mm，15mm，25mm，40mm，60mm are taken，and thecriterion and POD method are adopted to analyze the flow field in the vortex structure，so as to analyze the combustion instability and the main factors influencing the flame structure. It is found that the average flame is of "M" type before modal conversion and of "V" type after modal conversion. The V-type flame is a more stable flame structure. Flame modal conversion is directly affected by the position of inner and outer shear layers and has an important relationship with vortex shedding mode.

combustion instability；swirl flame；modal conversion；Q criterion；POD

TK16

A

1006-8740(2022)04-0471-10

10.11715/rskxjs.R202206007

2021-04-26.

國家自然科學基金資助項目（51576092，91741117）.

徐欣宇（1996—??），男，碩士，675458243@qq.com.

王?平，男，博士，教授，pingwang@ujs.edu.cn.

(責任編輯：梁?霞)