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行业新闻

生物质燃烧机热声不稳定的频率跳跃

生物质燃烧机热声不稳定的频率跳跃

    热声不稳定是现代燃气轮机和航空发动机等设备采用贫燃预混燃烧技术所碰到的常见问题。在设备工作过程中,生物质燃烧机内部空间存在大振幅的压力振荡,并发出高分贝的低频噪声。热声不稳定是燃


烧器工作时火焰面的热释放脉动与燃烧室声场之间耦合造成的一种燃烧不稳定现象。其产生的机理为著名的瑞利准则:当火焰面热释放脉动与燃烧室声场同相时,燃烧室内的压力振荡不断加强,最后形


成稳定的大振幅压力振荡。

    在燃烧领域,人们想利用热声不稳定开发}{;新型的脉动燃烧技术,同时也希望有效地控制燃烧过程的热声不稳定,因为不必要存在的热声不稳定会带来局部或整体的熄火,同时带来工作点的偏移


和增加污染物排放.虽然瑞利准则能够阐述热声不稳定的产生和维持的物理机理,但是热声不稳定是一个非常复杂的非线性问题,裉多现象都是瑞利准则不能解释的,因此国内外都在不断地深入研究燃


烧热声不稳定的起振、持续和熄火等过程的物理机理和各个影响参数。基金项目t国家自然科学基金(No.50576081);新世纪优秀人才支持计划(No.NCET-07-0761)MatveevI3J通过试验研究了Rijke型燃


烧器的边界条件、热源位置、轴向温度分布等参数对热声不稳定起振、压力幅值大小和频谱结构的影响.在国内,韩飞【“剐研究了由电加热丝作为热源的Rij ke管中的非线性.陈福连【6】设计了一种


新型脉动生物质燃烧机,研究了燃料种类对热声特性的影响.朱永波【7】研究了R,ijke管的瞬态发声特性和热源饱和现象.任建兴【8】详细研究了Rijke生物质燃烧机的热源位置、进口流速、温度梯度和气体密度等


参数对声场强度的影响,最近,刘继平I9】研究了由边界加热突变引起的非稳态热声波.在前人的研究基础上,搭建了Rij ke型预混生物质燃烧机热声不稳定试验台架.试验研究了两个不同尺寸的Rijke型预混


生物质燃烧机热声不稳定起振过程中存在的频率跳跃,这是国内外尚未报道的.

1试验简介

    图1为自行设计的Rijke型预混生物质燃烧机热声不稳定试验台架的示意图.两个试验生物质燃烧机分别为管长1540 mm、边长82 mm的不锈钢方管(大方管)和管长1250 mm,边长24 mm的不锈钢方管(小方管).


生物质燃烧机下端封闭,上端开口,多孔介质稳燃体位于生物质燃烧机下端四分之一管长处.甲烷和空气分别经过质量流量挖制器到达预混室内进行充分混合,然后分两路进气.

    图1中1^2分别为甲烷和压缩空气;  3--4为Alicat⑧质量流量控制器,其精度为读数的0.8%;5为混合室;6为火焰稳燃体;7为HP⑧VXI主机;8为HP E1432A数据采集模块,内建8通道并行采样通道;


9为HP E8491A通讯模块;10为HP 34970A主机,精度为6位半;  11为HP 34908A数据采集接线模块;Tl为S型热电偶,精度为0.25%F.S.;Pl^ P3为CGY⑧-1406动态压力传感器,精度为0.5%F.S.,频响


范围为20 KHz,采用半无限法测压,以消除引压管的反射效应,半无限端接5m长的硅胶管.数据采集模块HP E1432A的采样速度为51,200样本每秒,精度为读数的O.OIVo.我们使用Agilent VEE@开发了


高速连续并行的实时数据采集程序,经实际考验,该程序能稳定高效地运行,试验时大方管的甲烷流量为2.0 L/min,空气流量为19.0 L/Ⅱlin,对应的化学当量比为1.0;小方管的甲烷流量为0.5 


L/min.空气流量为4.762 L/min,对应的化学当量比为1.0。

2试验结果与分析

2.1压力波形

    图2给出了两个Rijke型生物质燃烧机在点火瞬间之后的热声不稳定起振过程(P2处压力信号,P2位二分之一管长处)。由图2可见,热声不稳定的起振过程并非简单地从零振幅线性增大的过程,而是经历了预


起振和起振两个阶段。预起振阶段比较短暂,但振幅在某个瞬间非常大,是起振后的压力振幅的2倍以上,然后急剧减小.在预起振之后,能够合适地存在于当前生物质燃烧机结构的热声不稳定得到激发,这一


压力振荡能持续存在,压力幅值经过一个快速的增长过程后仍然缓慢地增加,最后形成极限周期振荡.

    图3给出两个Rijke型生物质燃烧机热声不稳定起振后的压力波形。由图3可见,压力波形光滑,近似于正弦波形,但存在小幅度的忽高忽低。从图3(a)和图3(b)的对比可以发现,尽管大方管的甲烷流量和空


气流量相比于小方管大很多,但是其热声不稳定的压力幅值却比小方管的压力幅值小,约为四分之一.这主要是由于Rijke型生物质燃烧机的管径比所造成的,越大的管径比,所产生的压力脉动越剧烈;大方管


的管径比为18.8,小方管的管径比为52.1,两者差别很大.

a)小方管

small square-tub*

    (b)大方管

    (b)  The large square-tube图3 Rijke型生物质燃烧炉热声不稳定起振后的压力波形Fig.3  Pressure waveforms in the state of limit-cycle

2.2频率跳跃现象

    Rij ke型生物质燃烧炉的各阶共振频率可由线性理论推导得出,对于一端封闭一端开口的声学边界条件,共振频率的计算公式为fn = [C X (2n - 1)/4l/(/+ 0.61a)式中,  n为阶数,  c为当地声速,  


£为生物质燃烧炉管长,o为生物质燃烧炉的当量半径。由此可粗略地计算得到Rij kc管的备阶共振频率,对1:小方管,前四阶频率分别为:68 Hz、203 Hz、338 Hz和473 Hz;对j:大方管,前四阶频率分别为:54 


Hz、163 Hz、271 Hz和:l80 Hz。值得注意的是,这些理论频率值是在线性理论和c=340 m/s的条件下计算得到的,由于非线性的存在,同时由于管内温度梯度的存在而不能直接计算得到当地声速,所


以上述的频率值与试验值会存在一定的偏差,但仍然可作为试验结果分析的重要参考,

    图4给出了小方管Rij ke型生物质燃烧炉的频谱分析,图4(a)为预起振的频谱分析(取时间段1.7~3.0 s之间的数据点),图4(b)为起振后的频谱分析(取时间段10~11s之间的数据点)。由图4(a)可见,


预起振的压力振荡频率为126 Hz,介于理论计算值第一阶热声不稳定频率68 Hz和第二阶热声不稳定频率203 Hz之间.一方面,这说明了热声不稳定起振过程的复杂性,其试验值与线形理论的计算值相差


较大,说明起振过程的预起振阶段非线性严重;另一方面,笔者认为这对应于第一阶热声不稳定,因为试验值与理论计算的第一阶频率更相近。在热声不稳定起振之后,热声振荡的主频率为376 Hz,在


188 Hz处有一次要的热声不稳定搌荡.376 Hz对应J:热声不稳定的第三阶频率(理论计算值为338 Hz),188Hz对应于热声不稳定的第二阶频率(理论计算值为203 Hz)。从上面的分析可见,预起振过程的


共振模式为第一阶热声不稳定,而起振后的共振模式为第三阶热声不稳定,存在着频率跳跃的现象,这一现象的发现能够帮助人们更加深入地理解热声不稳定起振过程的内在物理机理。

    为了进一步验证上述现象,图5给出了大方管Rijke型生物质燃烧炉的频谱分析,图5(a)为预起振的频谱分析(取时间段3.85^ 4.35 s之间的数据点),图5(b)为起振后的频谱分析(取时间段14~15 s之间


的数据点).由图5(a)可见,预起振的频谱分析呈献出多峰特性,主要的压力振荡频率为40 Hz和100Hz.笔者认为这体现了第一阶热声不稳定(理论计算的第一阶共振频率为54 Hz).在热声不稳定起振之


后,热声振荡的频率为302 Hz,对应于热声不稳定的第三阶共振频率(理论计算值为271 Hz).从上述分析可见,预起振过程的共振模式为第一阶热声不稳定,而起振后的共振模式为第三阶热声不稳定,


验证了热声不稳定起振过程的频率跳跃现象.

3结论

    搭建了Rijke型预混生物质燃烧炉热声不稳定试验台架,开发了高速连续并行的实时数据采集,仔细地捕捉了两个不同尺寸的Rijke型生物质燃烧炉点火瞬间后熟声不稳定的起振过程,试验发现,热声不稳定的起


振过程并非简单地从零振幅开始线性增大振幅的过程,而是存在着预起振和起振的两个阶段,而且预起振和起振阶段的压力振荡频率不一致,存在着由低到高的频率跳跃现象,对于热源位于四分之一管


长处的Rijke型生物质燃烧炉,预起振阶段的压力振荡频率为第一阶共振频率,起振后的压力振荡频率为第三阶共振频率。


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点击次数:  更新时间:2017-02-17 16:35:34  【打印此页】  【关闭