1 引言

随着航空工业的迅猛发展，航空发动机推重比不断增加，油气比大幅度提高，燃烧室稳定工作范围、燃烧效率、出口温度、排气污染等一系列矛盾问题日益突出，且折中协调异常困难^[1]。如果不对传统燃烧室做任何改变，只是增加供油量和改变流量分配，并不能解决以上矛盾问题^[2]。针对燃烧室这一系列突出的矛盾问题，研究人员做了大量的研究工作，探索了许多优化燃烧组织的方法和低排放燃烧技术^[3~6]。

富油燃烧/快速淬熄/贫油燃烧(RQL)燃烧技术在1980年首次提出^[7]，随后被美国航空航天局高速研究项目证实是降低燃气涡轮发动机污染物排放行之有效的方法，进而发展出RQL燃烧室^[8]。其主要原理是将燃烧区内沿程油气比进行分区控制，实现对燃烧区域内沿程燃烧温度控制以降低污染物排放，是一种特殊的分级燃烧技术^[9]。在富油燃烧区，由于富油燃烧产生的高浓度的高能氢和碳氢自由基，燃烧稳定性得到增强。同时由于火焰温度及中间产物的含氧量较低，使得NO_x的生成量减小。在快速淬熄区，新鲜空气与富油混气迅速混合，完成富油向贫油的快速过渡，防止出现接近理想当量比的NO_x生成量大的区域。同时消耗富油燃烧产生的CO和UHC，降低CO和UHC的排放量。在贫油燃烧区，选择满足所有排放物要求的当量比，以控制燃烧温度，使NO_x，CO和UHC排放均较低。同时贫油燃烧区进入的新鲜空气还负责燃烧室出口温度分布的调节。因此，将RQL燃烧技术运用到现代高温升燃烧室的设计中，理论上可以实现燃烧性能和低排放的良好统一。但是随着燃烧室油气比和温升的提高，如果淬熄区不能保证快速充分混合，将造成燃烧效率下降和对NO_x生成抑制能力的降低。尤其在出口温度高达1700℃左右时，淬熄区的快速淬熄更加困难，RQL燃烧技术将遭遇严峻挑战^[10]。因此，如何实现淬熄区内快速而充分的混合将是决定RQL燃烧技术进一步发展的关键。在过去的研究中人们发现，主燃孔射流对淬熄区的混合效果和驻留时间的影响十分显著，同时还对富油区的油气分布存在影响^[11~18]。因此，合理的主燃孔设计能有效地强化富油区燃烧和促进淬熄区的快速混合，从而实现燃烧室燃烧性能和低排放的良好统一，是RQL燃烧室设计中的关键环节。

由于RQL燃烧技术是富油燃烧快速向贫油燃烧转变的过程，同时包含了气流的快速混合与化学反应，其过程复杂、影响因素众多。传统的接触式测量方法已经无法很好地反应出其反应区的变化过程，迫切需要先进的测量方法对其进行研究。幸运的是，如火焰自发辐射成像、PLIF等技术的出现及其在反应区确定、释热率标识、当量比判断等方面的广泛应用，为解决这一难题提供了有利的技术支持^[19~24]。虽然与PLIF技术相比，自发辐射成像的空间与时间分辨率略低，但它不需要高功率的激光器和复杂的光路，且在苛刻的环境下易于利用，已成为燃烧诊断中常用的方法^[25~27]。例如，Chong等^{[28, 29]}利用OH^*和CH^*的自发辐射成像技术研究了流场及不同燃料对反应区的影响。Kim等^[30]采用CH^*的自发辐射成像技术对贫油预混旋流燃烧室内的反应区特性进行了试验研究，获得了不同旋流器结构参数和气动参数对燃烧室反应区结构及热释放率的影响。Orain等^[31]采用火焰自发辐射的测量方法，通过对火焰自发辐射中的OH^*，CH^*和C₂^*的测量，研究了不同燃料组合及当量比对热释放率的影响，研究结果表明:不同的燃料组合中最佳热释放率标识物有所差异。Hardalupas等^[32]采用自发辐射成像研究了不同当量比下的天然气预混火焰特征，研究结果表明OH^*和CH^*可作为热释放率的重要标识。Armingol等^[33]利用火焰自发辐射中OH^*/CH^*对贫油预混燃烧室中的油气比分布进行了初步探索，并指出这种方法在燃烧室油气分布判断方面前景巨大。

本文以基于RQL燃烧技术的燃烧室为研究对象，在常温、常压及燃烧室总油气比为0.032的状态下，采用RP-3液态航空煤油为燃料，利用火焰自发辐射成像技术对燃烧室轴向和周向平面上的燃烧中间组分OH^*和CH^*进行测量，研究不同主燃孔结构对RQL燃烧室燃烧中间组分及火焰结构特征的影响。

2 试验系统及方法

试验系统主要包括:矩形燃烧室模型、供气系统、供油系统、点火系统、ICCD相机、控制系统等，如图 1所示。燃烧室气流由一台罗茨风机供给，气流通过主气路后分为五条支路分别由头部、上下主燃孔和掺混孔进入燃烧室，每条支路上均安装涡街流量计和阀门，各区域进口前安装总压管对进口总压进行测量。分别调节支路上的阀门，待各进气区域的进口总压满足试验工况要求后，记录气流流量后方可进试验。本次试验是以燃烧室头部压损为4%时的进口总压作为基准，上下主燃孔和掺混孔的进口总压与头部进口总压保持一致。

本文研究的燃烧室为基于RQL燃烧技术的环形燃烧室单个头部。气流分为五路分别由燃烧室头部、上、下主燃孔和上、下掺混孔进气通道进入燃烧室。头部气流首先经过多孔板后，再通过涡流器进入燃烧室，保证了燃烧室头部进气的均匀。上、下主燃孔和掺混孔的气流分别流经进气腔体再通过主燃孔和掺混孔进入燃烧室。为了保证主燃孔和掺混孔进气的均匀性，进气腔体长度为腔体水力直径的10倍。主燃孔和掺混孔是通过在1mm平板上开孔，再与进气腔体出口连接，满足密封性的同时实现了主燃孔和掺混孔结构的可更换。由于后续试验需要调节主燃孔和掺混孔的轴向距离，因此燃烧室上、下壁面使用多个距离调节块并采用相互搭接的方式与燃烧室进行密封。旋流器采用两级斜切孔结构，两级旋向相反，从燃烧室头部往下游方向看一级斜切孔为顺时针方向，二级斜切孔为逆时针方向。喷嘴为一双油路离心喷嘴，安装在涡流器中心位置，喷口距离涡流器出口为19.8mm。燃烧室点火采用电火花点火方式。为了光学测量的需要以及简化试验和试验件装配，将扇形单头部燃烧室简化成300×100×65mm³矩形结构，忽略冷却结构。为了实现燃烧室轴向平面和周向平面的光学测量，在燃烧室侧壁面和出口均开有石英玻璃窗口，窗口面积分别为150×65mm²和100×65mm²，尾气则由出口侧开的排气支管排出。依据主燃孔和掺混孔的轴向位置，将燃烧室划分为3个燃烧区域，即富油区、淬熄区和贫油区，并且各个区域采用单独进气的方式。掺混孔结构参数不变，均采用3孔对称排列方式，其中孔间距为40mm，孔径为6.4mm。主燃孔在保证总面积及轴向距离(L=1/2H)不变的基础上，采用了三种不同结构形式，具体结构参数如表 1所示。在设计点状态下(以头部总压损失4%为基准)，燃烧室头部、主燃孔和掺混孔的流量分配为32%，22%和46%。

自发辐射成像技术简便易行，只需要一台增强型电荷耦合摄像机(ICCD)和一些滤波片就可以对火焰中的特定组分进行成像，且可以得到微秒量级的时间平均燃烧图像，可以用于显示和分析平面火焰的分布和强度。试验使用的ICCD相机为美国Princeton Instruments公司制造的PI-MAX3，可探测波段为190~1080nm，最大分辨率为1024×1024像素。试验中拍摄轴向截面时，相机镜头中轴线与观察窗平面垂直，并聚焦于燃烧室中心截面处，通过标尺的拍摄计算像素放大率为0.0664mm/像素; 拍摄周向截面时，相机镜头聚焦于主燃孔主燃孔中心位置(X=32.5mm)处，像素放大率为0.1mm/pixel。另外，本次试验相机增益设置为40，拍摄频率50Hz。在此设置条件下，每个工况的拍摄图像数量为84张。为了拍摄OH^*和CH^*两种自由基各自的自发辐射图像，需要采用不同的滤波片来滤掉特定粒子辐射波长之外的光信号。本文采用的滤波片分别为:(1)OH^*:中心波长307nm，带宽10nm。(2)CH^*:中心波长430nm，带宽10nm。

3 结果与讨论

在燃烧过程中，其中间产物在高温和化学反应的作用下获得足够的能量从基态跃迁到激发态。随后这些激发态粒子迅速跃迁回基态或较低能量的激发态，并辐射出波长与该物质的各种能级差相对应的光^[34]。对于碳氢化合物与空气燃烧的火焰，最主要的发光来自辐射波长为430nm的CH(A-X)，波长为390nm的CH(B-X)，波长为310nm的OH(A-X)及波长在470~550nm的C₂(d-a)斯旺谱带^[35]。因此，通过对燃烧中间产物的测量可以反应出燃烧区的分布及火焰结构特征。

火焰自发辐射成像的原始图片是以灰度图像的形式输出，为了突出图像细节及提高图像抗干扰能力，利用Matlab软件对原始图像进行裁剪、滤波及亮度的归一化处理(I₀/I_max)，将每个工况下拍摄的84张图像进行平均处理。将平均图像进行伪色彩处理以及采用最大类间方差法对图像边界进行提取^[36]。

由于碳氢化合物的富油化学反应稳定性是通过产生高浓度氢和碳氢自由基来实现的，因此CH^*通常存在于反应区中，并且在贫油状态下发光强度极弱，在富油状态下发光强度显著增加^[37]。从CH^*的成像图中不仅可以判断反应区的结构特征，即火焰形态，还可以从宏观上看出油气分布的特征。从图 2可以看出，三种结构的火焰均是以初始77°的扩散角度向燃烧室下游发展，并且高度逐渐增加，表现出典型的非预混扩散燃烧特征。这说明燃烧室工作状态不变的条件下，主燃孔结构的改变不会影响火焰的初始扩散角度。另外，CH^*的亮度在主燃孔射流位置后逐渐降低，截至位置均在掺混孔射流之前，且高亮度区域(红色区域)均集中在富油区内。虽然Case Ⅰ和Case Ⅲ的火焰均呈现类似“铃铛”形状的对称结构，且高亮度区域(红色区域)均分布在燃烧室两侧，但两者也存在一定的差异。Case Ⅰ的火焰轮廓在高度中心线上起始点和截至点较Case Ⅲ分别滞后约6mm和4mm。同时，在上、下两高亮度区域之间，Case Ⅰ的亮度较Case Ⅲ略低。Case Ⅱ火焰轮廓为上小、下大的非对称结构，高亮度区域主要集中在燃烧室下侧靠近主燃孔射流位置。

对于碳氢化合物来说，OH^*主要产生在反应区或反应区附近温度大于约1400K区域，并且在化学当量比附近浓度急剧增加^{[38, 39]}。因此从OH^*成像图中可以判断出高温火焰的形成区域及化学当量比附近的油气分布特征。从图 3可以看出，OH^*的轮廓形状与CH^*类似，但起始边界滞后约4~8mm，同时截止边界滞后。这是因为液态燃料的喷雾燃烧同时包含了液滴的蒸发、掺混和燃烧的过程。在旋流器出口附近，由于大量的液滴蒸发不完全，虽然存在化学反应，但是燃烧温度较低。随着化学反应的不断进行，液滴的蒸发率逐渐提高，燃烧温度上升，OH^*开始大量生成，因此OH^*的起始边界较CH^*略微滞后。另外，在淬熄区内，由于大量新鲜空气从主燃孔进入，油气比迅速降低。当进入贫油状态时，CH^*的发光强度急剧减弱，但是由于在贫油接近化学当量比附近还具有较高的燃烧温度，OH^*依然将大量产生。因此OH^*的截至边界同样较CH^*滞后。

Case Ⅰ和Case Ⅲ的OH^*分布结构与CH^*相似呈现类似“铃铛”形状的对称结构，且高亮度区域均分布在燃烧室两侧主燃孔射流前后位置。但Case Ⅲ高亮度区域和整体轮廓的起始位置较Case Ⅰ滞后约4mm，同时边界线截止位置提前，且在主燃孔射流位置附近的燃烧室高度中心区域的亮度增加。Case Ⅱ的高亮度区域主要集中在下主燃孔射流前后，起始位置更加滞后。同时整体轮廓边界的起始位置较Case Ⅲ滞后约8mm，但截至位置基本相同。结合图 2可以说明主燃孔射流达到了与富油区未燃混气的快速混合以降低油气比的目的，三种结构均实现了R-Q-L的燃烧过程。但是一方面由于主燃孔结构改变造成射流与头部气流作用的不同影响了燃烧室流场，将造成油气分布的差异; 另一方面，在主燃孔射流总流量不变的条件下，单孔孔径的不同造成单孔射流动量与头部气流动量比不同，影响了射流的回流比与掺混性能。说明主燃孔结构及单孔射流动量对燃烧室内轴向掺混和油气分布具有很大的影响。

由于火焰具有强烈的三维特征，平面图像虽然不足以反应火焰的整体结构，但同时将轴向平面和周向平面的火焰图像结合，可以从一定程度上反映出三维火焰的结构特征。从图 4给出的周向平面上的CH^*图像和边界轮廓可以看出，燃烧室中心圆形轮廓内CH^*的亮度极低，左右边界线的截至位置在边缘主燃孔射流处，两侧边界线的形状呈左凸右凹，并且边界线较轴向平面变形更为明显。Case Ⅰ和Case Ⅲ的CH^*亮度沿着周向的分布是不均的，其亮度最高的区域在靠近燃烧室上侧中心主燃孔和相邻右侧主燃孔射流之间，且Case Ⅲ的最高亮度的区域略大。Case Ⅱ的CH^*高亮度区域分布集中在燃烧室下侧中心主燃孔和左侧相邻主燃孔射流之间，燃烧室周向其余位置亮度较低。并且整体轮廓边界主要表现为“山峰”形状，凹面位置对应于上侧主燃孔射流处。

从图 5给出的周向平面上的OH^*图像和边界轮廓可以看出，燃烧室中心近似圆形的低亮度区域扩大，整体边界轮廓线结构与CH^*相似，轮廓线的变形程度略微降低。虽然Case Ⅰ和Case Ⅲ的OH^*最高亮点的区域位置与CH^*相似，但整体沿周向的分布更加均匀。Case Ⅱ的OH^*最高亮度区域依然位于燃烧室下侧中心主燃孔和左侧相邻主燃孔射流之间，但上侧两主燃孔之间区域的亮度较CH^*增强。结合图 4和图 5可以说明，燃烧室头部气流流经涡流器后具有较强的离心力，在离心力的作用下燃油液滴向周向运动，是燃烧发生的主要区域，并且在边缘主燃孔射流的作用下滞止。同时旋转气流在周向的速度方向不一致，并且与主燃孔射流发生强剪切作用力改变了周向流场，燃油在周向的分布是不均匀的。主燃孔结构和单孔射流动量的改变对燃烧室周向的油气分布影响很大，增大单孔射流动量能快速降低射流区域的油气比。

根据图 2~5提取的燃烧室轴向及周向平面的火焰边界轮廓，分别计算了轮廓内的CH^*及OH^*的平均面积和连续图像的面积标准差，用来表征火焰区域的面积和瞬态火焰脉动的程度，从而反映出不同主燃孔射流的快速混合效果和化学反应的剧烈程度。为了减小统计误差，面积的表示方式采用比值的形式，S_r表示火焰区域的面积，S_t表示整个图片的面积。同理，标准差则是计算面积比的标准差(STDEV)，如图 6所示。从图中可以看出，无论轴向平面还是周向平面，Case Ⅱ的CH^*和OH^*面积均为最小，而面积的标准差均最大。其中在轴向平面上，CH^*的面积比Case Ⅰ和Case Ⅲ分别减小约44%和38%，面积标准差分别增大约150%和207%;OH^*的面积分别减小约44%和40%，标准差分别增加约154%和202%;在周向平面上，CH^*的面积比Case Ⅰ和Case Ⅲ分别减小约17%和6%，面积标准差分别增大约94%和130%;OH^*的面积分别减小约9%和2%，标准差分别增加约114%和202%。说明在主燃孔轴向位置为H/2时，采用交错排列及增大部分单孔射流动量，能有效地促进燃烧室轴向沿程及周向气流的快速混合，并且在快速混合的同时伴随着强烈的化学反应过程。当采用主燃孔相对排列时，减小单孔面积同时增加孔数虽然略微提高了气流的混合效果，但是却造成了全局内化学反应剧烈程度的下降，可能将会对燃烧室稳定工作范围产生影响。

4 结论

通过对RQL燃烧室中间组分和火焰机构的研究，得到以下结论:

(1) 燃烧室工作状态不变的条件下，主燃孔结构的改变不会影响火焰的初始扩张角度。

(2) 主燃孔射流达到了与富油区未燃混气的快速混合以降低油气比的目的，三种结构均实现了R-Q-L的燃烧过程。但主燃孔结构及单孔射流动量对燃烧室内气流混合和油气分布具有很大的影响。

(3) 在轴向平面上，OH^*的边界起始和截止位置较CH^*滞后约4~8mm，表明OH^*存在于反应区内或反应区附近较高温度的区域，CH^*仅大量存在于富油反应区内。

(4) 燃烧室头部旋流和主燃孔射流存在强剪切作用力，造成燃烧室周向油气分布的不均匀，且周向平面火焰轮廓边界线较轴向平面变形更为明显。增大单孔射流动量能快速降低射流区域的油气比。

(5) 当主燃孔轴向位置为H/2时，Case Ⅱ的自由基成像面积最大可减小约44%，同时面积标准差最大可增加约207%。说明在此位置采用主燃孔交错排列及增大部分单孔射流动量，能有效地促进燃烧室轴向沿程及周向气流的快速混合，并且在快速混合的同时伴随着强烈的化学反应过程。

(6) 主燃孔轴向位置同样为H/2时，采用主燃孔相对排列时，Case Ⅲ的自由基成像面积较Case Ⅰ最大减小约9%，但是面积标准差则最大增加约19%。说明减小单孔面积同时增加孔数虽然略微提高了气流的混合效果，但是却造成了全局化学反应强度的降低。

致谢: 感谢国家自然科学基金资助。