力学学报, 2019, 51(5): 1336-1349 DOI: 10.6052/0459-1879-19-149

流体力学

非平衡等离子体对甲烷--氧扩散火焰影响的实验研究 1)

周思引,*,2), 聂万胜*, 车学科*, 仝毅恒*, 郑体凯

* 航天工程大学宇航科学与技术系, 北京 101416

† 中国酒泉卫星发射中心, 甘肃酒泉 732750

EXPERIMENT STUDY OF EFFECT OF NONEQUILIBRIUM PLASMA ON METHANE-OXYGEN DIFFUSIVE FLAME 1)

Zhou Siyin,*,2), Nie Wansheng*, Che Xueke*, Tong Yiheng*, Zheng Tikai

* Department of Aerospace Science and Technology, Space Engineering University, Beijing101416, China

† Jiuquan Satellite Launch Center of China, Jiuquan 732750, Gansu, China

通讯作者: 2) 周思引, 讲师,主要研究方向:等离子体流动控制与辅助燃烧.E-mail:siyin_zhou@126.com

收稿日期: 2019-06-11   网络出版日期: 2019-09-18

基金资助: 1) 国家自然科学基金资助项目.  91441123
国家自然科学基金资助项目.  51777214
国家自然科学基金资助项目.  51876219

Received: 2019-06-11   Online: 2019-09-18

作者简介 About authors

摘要

利用自主设计的等离子喷注器采用介质阻挡放电方式产生非平衡等离子体,首先利用纹影技术、热电偶、单点红外测温等多种诊断方法实验研究了纯氧放电等离子体的电学特性、热效应及气动效应,然后通过可见光和化学自发辐射成像技术获得了火焰形态及特征参数,详细分析了等离子体对甲烷--纯氧扩散火焰形态和释热的影响,并计算了放电功率及费效比. 结果表明, 燃烧导致放电电流显著增大,其中电压幅值与氧气流速对放电电流大小的影响规律正好相反;与空气等离子体相比, 相同流量与电压条件下氧等离子体放电功率较高,但其发光强度明显较弱; 氧等离子体热效应微弱, 对燃烧的影响可以忽略,放电反应中释热过程主要由含氧组分决定;放电产生了具有3个速度分量的诱导射流, 增大了氧射流角,且电压越大越显著.等离子体主要通过气动效应改变了燃料与氧化剂的掺混,使得一定条件下火焰变得更稳定、释热更强.在所研究的范围内等离子体作用的费效比最低仅为2.2%,大流量、小混合比更有利.

关键词: 等离子体辅助燃烧 ; 介质阻挡放电 ; 甲烷--氧扩散火焰 ; 非平衡等离子体 ; 混合比

Abstract

Based on the self-designed plasma injector, a nonequilibrium oxygen plasma is generated by dielectric barrier discharge to study the effect of pure oxygen plasma on methane-oxygen diffusive flame. The discharge characteristics, thermal and gas dynamic effects of the plasma, together with the flame characteristic parameters, the discharge power, and the cost-benefit ratio are all experimentally analyzed by utilizing various diagnostic methods, such as schlieren imaging, thermocouple, infrared thermometer, broadband and CH* chemiluminescence imaging. Results show that the discharge current increases notably due to combustion. The current increases with the discharge voltage rises, yet it decreases with the flow rate of oxygen increases. The discharge power of oxygen plasma is higher than that of air plasma, yet the light emission intensity is obviously weaker under a certain flow rate and voltage. The heating of discharge plasma is mainly restricted within the injector. Since the maximum temperature increment led by the plasma is only 30.6 K, it is assumed that the thermal effect of oxygen plasma is too weak to influence the flame combustion. Moreover, according to the experimental results of air discharge plasma, the heat release process of the discharge reactions should mainly be determined by species, which contain oxygen. An induced jet, which has three velocity components, is generated by the discharge. The angle of the original oxygen jet is enlarged due to this induced jet, especially for a higher voltage. The relative capability of the plasma on enlarging the jet angle is stronger under a lower flow rate. The flame becomes more stable and its heat release enhances under certain conditions mainly due to the plasma gas dynamic effect, which changes the mixing between fuel and oxidizer. The lowest cost-benefit ratio of the plasma is only 2.2% in this study, and the plasma performs better under a high flow rate or a small mixing ratio.

Keywords: plasma assisted combustion ; dielectric barrier discharge ; methane-oxygen diffusive flame ; nonequilibrium plasma ; mixing ratio

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本文引用格式

周思引, 聂万胜, 车学科, 仝毅恒, 郑体凯. 非平衡等离子体对甲烷--氧扩散火焰影响的实验研究 1). 力学学报[J], 2019, 51(5): 1336-1349 DOI:10.6052/0459-1879-19-149

Zhou Siyin, Nie Wansheng, Che Xueke, Tong Yiheng, Zheng Tikai. EXPERIMENT STUDY OF EFFECT OF NONEQUILIBRIUM PLASMA ON METHANE-OXYGEN DIFFUSIVE FLAME 1). Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics[J], 2019, 51(5): 1336-1349 DOI:10.6052/0459-1879-19-149

引言

甲烷因比煤油比冲更高, 比氢更容易储存和处理, 且价格便宜,成为各种新型空天飞行器最佳燃料候选方案之一[1-2].虽然甲烷作为推进剂前途光明,但是其点火延迟长、可燃范围窄、扩散性不如氢等特点减缓了它走向应用的步伐[3].因此, 大力发展可控、高效的甲烷燃烧技术是当务之急.同轴式喷嘴结构简单、发动机兼容性好、燃烧安全及稳定性高,被广泛用于各类火箭发动机中[4-6],然而其燃料与氧化剂管路分离, 在喷嘴出口才发生混合,导致局部当量比严重偏离可燃极限,且在实际飞行工况下燃料和氧化剂流量的波动都可能严重影响到火焰的稳定.另外, 对于可重复使用飞行器, 存在多次点火需要,当当量比低于贫燃极限如何能顺利点火也是亟待解决的问题之一.

等离子体辅助燃烧技术在近二十年来得到了广泛研究,在发动机助燃、点火方面显示了巨大的潜力[7-12].用于燃烧控制的等离子体放电方式主要有介质阻挡放电、纳秒脉冲放电、微波放电、滑动弧放电以及电弧放电等,其中介质阻挡放电(dielectric barrier discharge,DBD)因放电电流小、工作气压范围宽、放电过程容易控制,适合于在较大空间长时间工作并产生均匀的等离子体[13-15],如果将其应用于同轴式喷嘴有望显著提升其点火与燃烧性能.基于介质阻挡放电等离子体发生方式,研究人员提出了各种构型的射流火焰装置:按射流产生火焰类型分为预混火焰和非预混火焰实验,在预混火焰助燃方面混合气类型有丙烷--空气[16-17]和甲烷--氧气--氦气/空气[18-21],燃烧器嘴身部采用石英作介质阻挡层, 出口截面形状分矩形和圆形,两电极分别位于喷嘴内外实现对预混气的放电, 从火焰形态看不论施加纳秒脉冲激励还是高频交流激励都能提高火焰传播速度.在非预混火焰助燃方面有对空气路放电[22],也有对燃料路放电[23],结果显示贫燃着火极限有所拓宽,质谱仪检测到燃烧更完全.与非预混方式类似的是基于无焰低氧稀释条件下的温和燃烧模式(moderate& intense low oxygen dilution,MILD)燃烧器设计的放电装置, 包括三层同轴通道, 内层为氮气稀释的甲烷, 中间环缝用于放电,放电工质为甲烷、氮气及氧气的混合气体, 最外层为贫燃混合气,实验发现放电等离子体使MILD燃烧存在范围更宽[24].当前对纳秒脉冲DBD等离子体助燃的研究明显更热,不过鉴于高频高压交流激励源具有低成本、易控制、高可靠性等优点[11-13,30], 交流DBD(alternatingcurrent DBD, ACDBD)等离子体助燃研究也得到了重视:既有针对旋流火焰[25]和直流预混火焰强化燃烧的研究[18], 又有利用ACDBD等离子体实现可燃混气点火及触发爆震波的研究[26], 结果显示ACDBD非平衡等离子体通过改变燃烧化学反应动力学过程强化了燃烧,且能扩宽可燃气着火范围.

从以上综述可见对射流燃烧装置的等离子体助燃研究主要是预混火焰,放电激励源多为纳秒脉冲, 即使涉及扩散火焰,放电工质也主要是空气或者甲烷等, 然而对于空间推进装置,氧化剂通常是纯氧而不是空气; 从放电的角度看由于空气中含有大量氮气,空气等离子体与纯氧等离子体的特性必然有所区别; 从燃烧的角度考虑,纯氧和甲烷反应较空气剧烈得多,氧气放电非平衡等离子体对火焰的影响是否和空气放电相似需要研究.此外, 当前对等离子体影响火焰的机理分析不全面,基本仅考虑了气体加热作用或活性粒子作用,且缺乏对火焰特征参数变化的详细研究[18, 24, 27-28].因此,本文基于自主设计的等离子体喷注器开展了等离子体控制甲烷--氧扩散火焰实验研究,从氧气放电电学特性、等离子体形态、温度效应、气动效应、火焰形态及释热以及费效比几个方面进行了系统的研究.

1 实验系统

1.1 实验装置

等离子体控制火焰实验系统总体结构如图1所示,包括等离子体喷注器装置、推进剂供应系统、高压放电控制与测量系统、燃烧控制与诊断系统四部分.所用高压气源中甲烷和氧气纯度均为99.99%.推进剂供应系统中燃料和氧化剂流量由LZB转子流量计控制,分别对氧气和甲烷气体作标定, 控制精度达到2.5‰ .通过测控计算机设定电磁阀工作时序, 以精确控制氧气和甲烷的供应量.

图1

图1   等离子体控制火焰实验系统

Fig. 1   Experimental system of plasma flame control


等离子体喷注器的设计以液体火箭发动机同轴直流式喷嘴为原型,整个喷注器装置包括位于中心的细长型304钢喷管、中间层氧化铝绝缘介质套管以及外层304钢集气腔.绝缘套管与集气腔之间通过螺纹连接并添加密封胶实现密封,在法兰端绝缘套管与集气腔之间通过两道"O"型密封圈来防止轴向漏气;中心喷管与绝缘套管之间为过盈配合, 并通过底部螺栓连接固定,其法兰内侧表面开有密封槽以利用"O"型密封圈实现密封,整个等离子体喷注器装配实物见图2.

图2

图2   等离子体喷注器装配体

Fig. 2   Plasma injector


中心喷管内径5 mm, 外径7 mm, 作为地电极,其出口端具有与轴线呈30$^\circ$角斜面; 绝缘套管出口段内径9 mm,外径15 mm; 高压电极为铜箔, 敷设于绝缘套管出口段外表面,其轴向长度50 mm;中心喷管出口和高压电极近出口端面平齐且距离陶瓷套管出口5 mm,陶瓷套管与中心喷管装配后形成的缩进段有利于燃料和氧化剂混合[29],并能在一定程度上抑制爬电. 甲烷经中心喷管流出, 氧气则先充满集气腔,然后从绝缘套管壁面上4个对称的圆孔(直径为2.83 mm)进入喷注器环缝,并在环缝出口段高压电极覆盖区域发生电离,最后在预混区甲烷和氧等离子体射流通过剪切层发生质量交换,为着火提供基本条件, 形成的火焰属于正扩散火焰.

为从理论上证明本文设计的等离子体喷注器方案可行,依据集总参数模型从DBD电路角度进行校核.对于等离子体喷注器所采用的同轴式介质阻挡放电装置,可将两电极之间的介电层看作是气隙电容$C_{\rm g}$与介质电容$C_{\rm d}$的串联, 两者表达式分别为[30]

$$C_{\rm g} = \frac{{2\pi {\varepsilon _0}{\varepsilon _{\rm g}}L}}{{\ln\left( {{d_1}/{d_2}} \right)}} $$

$$C_{\rm d} = \frac{{2\pi {\varepsilon _0}{\varepsilon _{\rm d}}L}}{{\ln \left( {{d_0}/{d_1}} \right)}} $$

其中, $\varepsilon_{\rm g}$为气体的相对介电常数, $\varepsilon_{\rm d}$为绝缘介质的相对介电常数, $L$为有效放电长度;$d_{0},d_{1},d_{2}$分别为绝缘套管外径、内径和中心喷嘴外径.

通常要能产生非平衡等离子体, 需满足$E_{\rm g}/P>2\sim$3V/m$\cdot$Pa[31], 对于本文同轴式喷注器忽略边缘效应的影响,放电前气隙空间电场强度$E_{\rm g}$可由(3)求得,式中$U$为电极两端电压, $r$为内外电极之间某一点到喷注器轴线的距离.假设环境压强为$P=1.01\times 10^{5}$Pa, 施加电压$U=7$kV,$d_{2}=7.0$mm, $d_{1}=9.0$mm, $d_{0}=15.0$mm, $\varepsilon_{\rm g}\approx $1.0 (0\textcelsius 条件下测得氧气是1.000 51);陶瓷阻挡介质层$\varepsilon _{\rm d}=$10.0 (20\textcelsius 条件下),则在等离子体气隙空间紧临绝缘套管内壁面($r=$4.5mm)气隙场强有最小值Min($E_{\rm g})$.

$$\label{eq1} E_{\rm g} =\frac{U}{r}\left( {\ln \frac{d_{1} }{d_{2} }+\frac{\varepsilon_{\rm g} }{\varepsilon_{\rm d} }\ln \frac{d_{0} }{d_{1} }} \right)^{-1} $$

对于所用喷注器Min($E_{\rm g})$/$P=$50.8 V/m$\cdot$Pa$\gg $3V/m$\cdot$Pa, 即满足非平衡等离子体产生条件,且能够产生等离子体的气压上限为16.9 atm(1 atm=1.01$\times 10^5$Pa).

所用电源装置由高频高压交流电源、调压器和远程控制计算机组成,型号为HVAC1$-30$AS, 电源输入电压为220 V交流, 输出电压为0$\sim$30kV, 载波频率1$\sim$50 kHz, 可长时间连续运行. 根据前期研究[32]选择电源载波频率为10 kHz.

1.2 测量装置

放电测量方面采用Tektronix P6015A高压探头获取喷注器放电电压,放电电流通过电流线圈(Person Model 6595)测量, 采用Tektronix 2024B示波器记录电流电压波形, 其带宽和采样频率分别为1 GS/s和200MHz.

对于非预混扩散火焰,燃料和氧化剂射流的温度以及混合程度很大程度上决定了着火及燃烧状态,故本文采用两种手段对实验对象进行测温.喷注器射流温度采用K型热电偶测量, 其温度测量范围为273$\sim$1573 K,允差值\textpm 1.0 K(648 K以内),测量数据通过实验室自主开发的小型测控台进行采集与处理,该测控台还在实验中承担了电磁阀时序作动控制以及采集安装在集气腔壁面的压力传感器数据;喷注器出口内壁面温度测量则采用UNI-T UT302D红外单点测温仪,测量范围241$\sim$1323 K, 实验环境下精度1.8 K,光学分辨率20:1, 针对陶瓷材料设定其发射率为0.95.

在喷注器射流形态显示方面,本文利用纹影技术对喷注器射流结构进行捕捉.本文所用纹影系统为反射式"Z"形布局, 具体布置方式如图3所示,短弧氙灯光源发出的光首先经一凸透镜汇聚至可调狭缝,通过狭缝的光线经球面镜反射成平行光传播至第二面球面镜,两个球面镜光路中央布置等离子体喷注器,第二球面镜再将平行光汇聚至刀口,被刀口切割的光线经相机镜头进入CMOS单反相机,通过有无刀口切割可实现纹影和阴影图像的转换,其中狭缝到反射镜中心距离以及刀口到聚焦镜中心距离均等于球面镜的焦距,此处为1.5 m.

图3

图3   "Z"形纹影布局

Fig. 3   Schematic of the `Z' type schlieren experiment


本文利用Canon 600D单反数码相机结合Canon EF50 mm f/1.8STM定焦镜头拍摄放电与火焰的图像,实验中由快门线来释放相机快门以减小振动,实验中一般采用连拍模式对每个工况拍摄5组照片,当相机或喷注器装置发生任何变动时记录相应的标尺用于掌握火焰实际尺寸.纹影和化学自发辐射图像获取上均采用上述同一套相机及镜头.鉴于CH基是甲烷等碳氢燃料燃烧过程中的一种重要中间反应产物,主要分布在反应区, 其激发态CH*基的化学自发辐射能反映火焰释热强弱,故对其进行测量. 为避免与OH*基重叠且利于测量,选取波长范围415$\sim$440 nm的CH*基进行研究,基于火焰CH*基自发辐射图像可以分析火焰形态参数和释热分布,具体方法参见文献[32].

2 结果与讨论

2.1 基本电学特性与放电形态

通过观察示波器电流幅值变化并结合放电声音发现当氧气流量$\dot{m}_{\rm o2}$处于1$\sim$8 L/min范围, 放电击穿电压基本在6.2$\sim$6.8 kV之间.图4给出了不同氧气流量、放电电压条件下电压、电流波形,该伏安特性曲线同样符合典型DBD丝状放电特征,宏观上放电在电压上升沿和下降沿各出现一次.电流波形较空气更不对称[32], 上升沿的电流整体显著大于下降沿,比如图4(e)中上升沿电流幅值约为50 mA, 下降沿电流幅值仅约为23 mA.对于同一氧气流量, 提高电压放电电流和位移电流均增大,电流脉冲数沿时间轴也有所增多; 对于同一放电电压, 随着氧气流速上升,放电电流逐渐减小, 且流速的作用在较低电压下更明显.

图4

图4   氧气等离子体放电电流、电压波形

Fig. 4   Discharge current and voltage waveforms


图5为$\dot{m}_{\rm O_2}=1.0$, 3.0, 5.0和10.0L/min四种氧气流量下不同放电电压对应喷注器环缝区放电图像,拍摄参数快门为1 ms、光圈$f=$1.8、感光度$ISO=6400$.在较低电压$U_{\rm d}=$8 kV时放电区发光十分微弱, 放电很不稳定,提高电压至10 kV才能较清晰辨识整个灰色圆环, 虽然电压达到14kV时放电区发光有所增强, 但是依然呈现为较弱的亮灰色圆环.放电电流分析显示12 kV电压下电流已达到50 mA幅值, 电流脉冲密集,且在实验中能明显闻到十分刺鼻的臭氧气味, 说明放电已经很剧烈,因此放电区发光微弱应该是纯氧等离子体形态特征之一.横向对比同一电压下放电图像则未发现亮度上的明显区别,只是较低流量下环缝中丝状放电通道更清晰可辨,这也是纯氧放电发光微弱所致.

图5

图5   氧气放电图像, (a)$\sim$(d)依次为$\dot{m}_{\rm O_2}=1.0$, 3.0, 5.0, 10.0 L/min

Fig. 5   Discharge photographs, (a)$\sim$(d): $\dot{m}_{\rm O_2}=1.0$, 3.0, 5.0, 10.0 L/min


与空气放电图像相比[32](由于文献[32]指出放电对空气可见光图像光强的影响是连续的,这里考虑放电电压$U_{\rm d}=$8 kV和12 kV, 空气流量0$\sim$4L/min与氧气流量1$\sim$5 L/min的等离子体图像来对比),除等离子体颜色完全不同外,在相近流量和相同电压条件下氧气发光强度也弱得多,但是根据两者伏安特性曲线氧气放电电流是大于空气的,因此两种等离子体形态的区别与电压无关, 是气体工质本身属性.考虑到实验所用空气成分,可以推断在氧气中混入氮气有助于增强放电气体亮度,使等离子体发光趋于紫红.

2.2 等离子体热效应分析

不同于电弧等离子体高温特点, AC DBD产生的是低温等离子体,等离子体内部电子温度远大于重粒子温度,而等离子体宏观温度取决于重粒子温度,使得非平衡等离子体放电对电极腐蚀很小, 电极能长期工作.在大气压及高气压条件下, 放电引起的电子碰撞极为频繁,强烈的非弹性和弹性碰撞形成各类放电反应并加热了气体工质,气体温度的上升又会对传统燃烧反应产生影响,故有必要对等离子体喷注器热效应进行研究.

为明确等离子体喷注器实际工作中对氧气射流的加热程度并解耦等离子体气动效应与热效应,还需对不同工况下射流与喷注器定量测温.测温实验采用热电偶与单点红外测温仪相结合的方式,操作流程为:每个工况放电持续1 min,然后静置至初始温度再开始下一工况的测量.实验中固定热电偶探头于环缝正上方距离喷注器出口20 mm处,以其测量值作为射流温度;单点红外测温仪测点锁定于喷注器陶瓷内壁面距出口边缘3 mm处,以其作为喷注器温度. 实验前首先记录热电偶和红外测温仪示数,分别为303.3 K和299.4 K, 并在不放电时记录有射流条件下两者温度值,发现射流本身对初始温度无影响, 即气瓶内外温度达到平衡.测量数据处理上读取每次放电结束后热电偶和红外测温仪的瞬态最高示数,单个工况重复10次取平均值,测量值减去初始温度后所得喷注器与射流温升分别如图6(a)、图6(b)所示.

图6

图6   氧气放电温升

Fig. 6   Temperature increment of oxygen discharge


对于给定的工况, 喷注器最大温升为30.6 K, 射流最大温升为12.0 K,最小温升则发射在射流在$\dot{m}_{\rm O_2}=1.0$L/min、$U_{\rm d}=$8kV工况, 仅为2.8 K, 说明放电加热作用主要限制在喷注器放电区.具体分析喷注器和射流温升发现随着电压等幅上升两者温升也近乎等幅地提高,这不同于空气[32]. 随着氧气流量增大, 喷注器温升逐渐降低,这是因为放电工质流速上升, 电流减小, 电离越不充分, 且流速越快,对喷注器的冷却作用越强; 与喷注器变化相反,射流温升则随着流速上升而增大,这是射流流量增大而携带了更多热量至喷注器出口下游所致. 另外,与文献[32]中相同气流流量和电压范围下的空气等离子体温升对比可知总体上空气和氧气等离子体的热效应基本相当,故推测氮气对等离子体热效应影响微弱,放电反应中的释热过程主要由含氧组分决定. 鉴于实验中最大温升仅为30.6K, 故认为在分析AC DBD氧气等离子体强化燃烧时其热效应可以忽略.

2.3 等离子体气动效应分析

近年来放电等离子体对射流的影响研究得到重视,该研究属于电动力学与流体力学的交叉学科,有关研究显示施加一定强度的电场会抑制气体射流的不稳定性[33].另外, 电场也会显著改变液体射流中液滴的形成和运动,该思想被用于了静电喷雾[34].射流流场的变化对扩散火焰的形成和稳定十分关键,因此非常有必要分析等离子体喷注器产生的气动 作用.

本文利用纹影技术对$\dot{m}_{\rm O_2}=1.0$, 2.0, 3.0, 4.0, 5.0L/min这5种氧气流量条件下施加不同放电电压的喷注器出口射流流场进行捕捉.实验流程上仅开启氧气射流,设定好相应流量后通过电脑程序控制电磁阀开合,待射流稳定后施加放电激励, 利用触发器以电压触发方式滞后触发相机,放电3 s后释放快门, 记录相应流场. 为分析放电对氧气射流的影响,对不同工况的纹影图像中的射流包络线夹角(定义此夹角为射流角)进行测量,如图7所示, 拍摄参数快门250 $\mu $s, 感光度$ISO=$100,光圈$f=$5.6. 实验中每个工况重复5次,确认了射流形态和射流角大小的一致性.

图7

图7   喷注器出口流场纹影图像

Fig. 7   Schlieren images of the flowfield above the plasma injector


与空气射流纹影相比氧气射流更容易辨识,这是因为纹影反映了流场密度的梯度, 相比实验所用空气气源,纯氧密度(分子量为32)与环境空气密度(约为29)差别更大.纵向对比各图发现随着氧气流量增大, 初始射流($U_{\rm d}=$0kV)角度逐渐增大, 这是射流本身物理特性决定的, 因为其由受限空间喷出,流体内外压差导致射流沿横向发生膨胀, 显然流量越大射流膨胀越明显.当$\dot{m}_{\rm O_2}=1.0$L/min时,初始射流在所给视场中的高度$H_{j}$约占整个视场高度的55%,且射流上升一段距离后开始向右偏转, 这是氧气流量较小,容易受环境扰动所致. 施加8 kV电压后射流穿透高度明显变大,此时虽然依旧有向右偏转, 但是偏转角度小于未施加放电工况,且初始平滑的射流边界变得波动, 实时监测显示射流呈螺旋方式上升.继续提高激励电压, 射流高度逐渐增长, 偏斜现象也慢慢消失,而射流的扩张角显著增大.这些变化都进一步证实了等离子体存在诱导射流,并且诱导射流包含垂直向上的轴向速度分量和横向速度分量.在无放电条件下随着氧气流量增加射流偏斜现象也逐步消失,射流角从$\dot{m}_{\rm O_2}=2.0$L/min时的14.3$^\circ$增至$\dot{m}_{\rm O_2}=5.0$L/min时的23.5$^\circ$, 即流量变为原来2.5倍, 射流角增幅64.3%,同样施加12 kV电压后也能使所有工况射流角大于23.5$^\circ$.

保持氧气流量不变, 提高电压射流角变大,不同流量下射流角变化量最大值基本都出现在8 kV$\to $10kV阶段, 流量从1.0 L/min增至5.0L/min各射流角在此区间变化量依次为16.3$^\circ$, 1.9$^\circ$,1.3$^\circ$, 6$^\circ$, 3.7$^\circ$. 比较$U_{\rm d}=$0 kV和$U_{\rm d}=$8 kV射流角之差则发现小流量下放电对射流角的扩张作用更显著.再将各流量条件下$U_{\rm d}=$14kV的射流角与各自初始状态相比可得增幅依次为432.4%, 164.3%,109.5, 51.5%, 26.8%($\dot{m}_{\rm O_2}$从1.0 L/min增至5.0L/min, 其中$\dot{m}_{\rm O_2}=1.0$L/min是用$U_{\rm d}=$8kV工况代替为初始状态). 说明氧气流量越大放电对射流角的扩张程度越弱,即在本文研究的工况范围内等离子体气动效应在小流量条件下相对作用效果更好,故射流流量大小与放电电压之间存在竞争关系.不过射流角大小本身则是当$U_{\rm d}$ 12kV时流量越大角度越大, 而$U_{\rm d}=$12, 14 kV时规律不明显,这可能是激励强度达到一定值时对射流角的影响几乎不变.

与文献[32]对空气等离子体的研究结论一致,氧气等离子体实验同样显示放电等离子体具有显著的气动效应,其产生的诱导射流包括轴向、径向、 切向3个速度分量,后两个方向统称为横向, 诱导射流的轴向速度分量较弱,这点可以通过对等离子体诱导射流的源头------虚拟风扇的扇叶受力分析来解释.图8给出了等离子体丝状通道构成的虚拟扇叶受力情况示意(这里指气流对扇叶的作用),其中右上方小图为扇叶的横截面.无数条等离子体丝形成的多重虚拟风扇在安培力的作用下共同呈逆时针旋转,扇叶受到气流阻力F$_{3}$和离心力F$_{2}$,在这两个力的作用下扇叶对气流形成切向和径向的扰动,即诱导射流的切向和径向速度分量. 再分析图中扇叶的横截面,为便于理解将该截面绘制成类似螺旋桨翼型,当翼型符合一定构型在来流作用下可以产生升力F$_{1}$(同样也可能产生与F$_{1}$相反方向的力),这就是等离子体诱导射流轴向速度分量的来源.然而实际DBD丝状放电通道在喷注器环缝的建立遵循最短距离原则,使得虚拟扇叶近乎等截面条状, 且通常其横截面接近圆形[35],故产生的升力必然很小.从统计学角度看无数的丝状放电通道横截面形状各不相同,这些等离子体丝中既有产生升力的, 又有产生与升力方向相反力的,前者对喷注器气流有向上的作用, 后者则有向下的作用,两者总体接近平衡,而不同虚拟扇叶的F$_{2}$和F$_{3}$方向相同,从而可以得出等离子体轴向速度分量小于横向速度分量的结论.

图8

图8   等离子体虚拟扇叶受力示意图

Fig. 8   Force diagram of virtual plasma flabellum


另外, 氧气流量越大则来流速度越大, 根据等离子体虚拟扇叶的受力知,对于翼型截面这会导致F$_{1}$和F$_{3}$均变大,F$_{3}$增大则使得整个扇叶旋转加速,进而离心力F$_{2}$也增大.3个受力分量中F$_{1}$影响的是喷嘴垂直方向的射流速度,使得流量越大射流穿透深度约长; 提高电压则放电通道增多,相当于虚拟扇叶增多, 进而能略微增大射流穿透深度, 这点由图7得到了证实. 射流角的扩张则与虚拟扇叶的横向速度分量有关,文献[32]指出F$_{3}$来源于安培力, 且F$_{3}$=B$\cdot$I$\cdot L\cdot$sin$\alpha $,提高电压则等离子体通道电流I增大,进而使得F$_{3}$增加; 提高来流速度,F$_{2}$和F$_{3}$均变大. 因此,来流速度和电压均能影响氧气射流的横向和轴向运动,这也是图7射流变化的原因.

2.4 火焰形态与释热

鉴于燃料与纯氧之间的反应,一般用混合比$M=O/F$(以体积流量为气体单位时,根据化学反应方程知氧气与甲烷的理想混合比$M=$2.0)来表示,比如火箭发动机领域[36], 故本文一律使用混合比$M$来表示.

(1)燃烧实验工况

在等离子体控制甲烷--氧气正扩散火焰实验中以甲烷流量为基准,针对两种甲烷流量根据混合比设计了相应工况, 如表1所示,其中电压值为该工况所能加载的最高放电电压值. 受限于流量计量程范围,表中部分混合比无法实现,不过实验依然覆盖了从富燃到超贫燃的火焰范围.不同于甲烷--空气正扩散火焰,本节实验显示在所研究的工况范围内甲烷射流都能直接点燃,这与纯氧极易和甲烷反应有关.

表1   甲烷--纯氧扩散火焰实验工况

Table 1  Cases of CH$_4$-O$_2$diffusive flame experiment

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(2)可见光图像对比

图9分别给出了$\dot{m}_{\rm CH_4}=0.5$L/min,$M=$2.0和$\dot{m}_{\rm CH_4}1.0$L/min,$M=$8.0两种工况下甲烷--氧火焰, 鉴于甲烷与纯氧反应剧烈,火焰发出的光很强, 拍摄参数快门1/20s、感光度$ISO=$100、光圈$f=$5.0,在捕捉火焰CH*基辐射图像时保持拍摄参数不变.甲烷从中心喷嘴流出后与环缝氧气混合、燃烧形成的火焰属于典型的正扩散火焰,淡蓝色火焰中间包裹的极为明亮的黄色火焰是富燃反应区,此处甲烷相对高纯氧气浓度过高, 该区域边界发生的燃烧最为剧烈,外层温和燃烧的蓝色火焰则是甲烷沿径向扩散与氧气混合而发生了相对较弱的燃烧反应形成的火焰.因为氧气射流在向下游发展过程中会与周围空气发生掺混而降低局部氧气浓度,并且氧气射流穿透高度有限, 难以将中心甲烷与外界空气一直隔绝,所以也存在甲烷与空气间的反应.

图9

图9   甲烷--氧气扩散火焰图像

Fig. 9   Broadband images of CH$_{4}$-O$_{2}$diffusive flame


对于$\dot{m}_{\rm CH_4}=0.5$L/min, $M=$2.0, 5.1kV电压下即发生击穿, $U_{\rm d}=$6kV工况火焰及其亮黄色区高度低于未放电工况, 且亮黄色区颜色有所变暗,表明当地甲烷与氧混合更充分; 这里未放电火焰颜色发红是燃烧时间稍久,金属离子逸出所致; 继续提高电压会发生小火花及爬电现象,因而只加载至 6 kV.值得注意的是氧气流量增大后一方面火焰长度缩短,另一方面火焰发出"呜呜"声音, 放电击穿后该声音立即消失.以上现象反映出对于甲烷--氧扩散火焰,氧气流量越大越不容易发生爬电, 放电能改变燃料与氧化剂掺混,消除燃烧噪声. $\dot{m}_{\rm CH_4}=1.0~ {\rm L/min}$,$M=8.0$条件下施加放电后焰尖高度有所降低,蓝色火焰内部亮黄色区也明显缩短了, 升高电压火焰形态几乎不变.出现该现象主要是因为放电击穿产生等离子体后等离子体气动效应促进了氧气射流的横向扩散,横向运动的氧气射流与中心甲烷射流发生撞击,使得甲烷射流的纵向穿透深度降低, 因而火焰焰尖高度有所降低;然而随着氧气流量增大, 等离子体气动效应作用效果明显减弱,例如图7显示 $\dot{m}_{\rm O_2}=5.0$L/min时不同电压激励下的氧气射流角变化相对$U_{\rm d}=$8kV已经不明显, 此处$\dot{m}_{\rm O_2}=8.0$L/min; 另外,相比混合过程, 甲烷和纯氧的化学反应时间尺度很短,当前工况下火焰很稳定,故等离子体在化学动力学方面对火焰形态的影响可以忽略,并且过去研究[32]已经指出该等离子体喷注器的热效应可以忽略.

(3) CH*自发辐射图像对比

图10为与图9对应的火焰CH*自发辐射图像,CH*基辐射强度分布证实了该扩散火焰内部亮黄色区域为反应剧烈区,甲烷沿径向掺混比较差. $\dot{m}_{\rm CH_4}=0.5$L/min, $M=$2.0工况CH*辐射强度峰值在6 kV电压作用下有所减弱,但是CH*基沿径向分布更广, 表明整体上放电促进了甲烷和氧气的掺混.因强释热区必然发生在氧化剂和燃料能良好混合的位置,也就是图9(a)射流的剪切层一带, 可见光图片表现为亮黄色火焰,所以该火焰释热的变化与图9(a)中变化一致;至于该红色释热区域强度峰值有所减弱, 同时其沿横向略有扩张,这同样是等离子体气动效应所致, 使得氧与甲烷掺混得更好,局部整体释热更均匀了. $\dot{m}_{\rm CH_4}=1.0$L/min, $M=$8.0工况下的大强度区域变化表明贫燃时氧气放电能促进燃料和氧化剂掺混,强化火焰燃烧, 使得释热增强.

图10

图10   甲烷--氧扩散火焰CH*自发辐射图像

Fig. 10   CH* chemiluminescence images of CH$_{4}$-O$_{2}$diffusive flame


(4)火焰特征参数研究

为更直观地评定火焰稳定性和燃烧强度的变化,我们引入了3个火焰特征参数, 即火焰中心高度、特征长度及平均释热强度.根据火焰中心高度、特征长度及释热定义[32],基于火焰CH*自发辐射图像得到了各工况火焰3种特征参数随电压变化情况,见图11,此处选择平均强度而不是峰值强度也是考虑到峰值强度变化的随机性大于均值.与图9观察结果一样, $\dot{m}_{\rm CH_4}=0.5$L/min, $M=$2.0工况火焰高度在6 kV时下降了57.1%, 不过其长度略有增加; $M=$8.0时火焰高度在6 kV时也降低了,但是提高电压其中心高度恢复至初始水平, 其长度则随电压升高而增大;$M=$16.0时火焰高度保持不变, 直到$U_{\rm d}=$14 kV才增至0.07 mm,其长度则在6 kV下增大, 继续提高电压长度持续减小.对于较大甲烷流量$\dot{m}_{\rm CH_4}=1.0$L/min情况,火焰高度和长度基本未受放电影响.在所研究的参数范围内特征长度最大变化幅度为20.6%.以上分析表明放电等离子体能使部分工况火焰中心高度降低,不过过高激励电压可能导致高度上升, 而对火焰长度的影响很小.

图11

图11   不同工况下甲烷--氧气扩散火焰特征参数随电压变化

Fig. 11   Flame characteristic parameters versus discharge voltage under different cases


图11(c)显示在较小甲烷流量条件下放电先使得火焰释热略有减小,提高电压后火焰释热逐渐增强;在较大甲烷流量下放电增强了火焰释热强度, 电压越大释热越强. 因此,从助燃的角度看等离子体起到了强化燃烧的作用,并且燃料流量越大效果 越好.

2.5 喷注器功率与费效比

基于所测电压、电流得到氧气放电喷注器平均功率列于表2,同一流量条件下电压越高功率越大,且放电平均功率与电压近似为线性关系.相同电压下放电功率随氧气流速上升而有增有减,相比电压其对功率影响很小.总体上高电压条件下放电功率随流量增加减小, 低电压时无明显规律,这与对空气放电喷注器功率研究结果一致, 即激励强度较弱时放电不稳定,而强激励下气流速度越快电流越小, 导致功率较低.

表2   等离子体喷注器平均功率, 单位:W

Table 2  Discharge power of plasma injector, unit: W

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$\dot{m}_{\rm CH_4}=0.5~{\rm L/min}$时甲烷火焰功率为331.8 W,$\dot{m}_{\rm CH_4}=1.0~{\rm L/min}$时为663.7 W.本文定义一种广义费效比为放电功率与对应火焰功率比值, 结果见表3.由表可知大流量、小混合比条件下该比值更低, 最低值发生在$\dot{m}_{\rm CH_4}=1.0$L/min, $M=$8.0工况, 仅为2.2%.

表3   等离子体喷注器费效比

Table 3  Cost-benefit ratio of plasma injector

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综合考虑火焰中心高度、长度、释热及费效比得到等离子体控制效果较好的各工况最优激励电压分别为:$\dot{m}_{\rm CH_4}=0.5$L/min时, $M=$16.0$\to $10 kV;$\dot{m}_{\rm CH_4}=1.0$L/min时, $M=$8.0$\to $10 kV,两者费效比均低于10%.

3 结 论

基于自主设计的等离子体喷注器,采用交流激励介质阻挡放电产生非平衡氧等离子体,从喷注器电学特性、放电形态、等离子体热效应、气动效应对氧等离子体可能存在的影响火焰的机理进行了系统研究,并详细分析了等离子体对火焰形态和释热的影响,计算了等离子体喷注器功率及费效比. 主要结论包括:

(1)氧气放电伏安特性曲线为典型DBD丝状放电, 其击穿电压高于空气,提高流量则放电电流减小; 氧气放电等离子体发光呈灰色,与空气相比强度十分微弱.

(2)放电对喷注器的加热作用大于对氧气射流, 与空气不同,氧气放电时喷注器和射流的温升与电压近似呈线性关系;氧气射流具有双重效应, 提高了射流温升的同时降低了喷注器温升;对于氧气和空气, 放电反应释热过程主要由含氧组分决定,总体上氧气与空气热效应相当, 对燃烧过程的影响基本可以忽略.

(3)氧气放电产生了诱导射流,该射流同时具有轴向和横向速度分量; 同一流量时, 电压越高射流角越大;相对各自初始状态, 小流量时等离子体使射流角扩张幅度更大;而射流角绝对大小方面, 相同电压下大流量条件对应的射流角更大.

(4)对于贫燃火焰, 氧气等离子体促进了掺混, 强化了燃烧;对于恰当及富燃火焰, 等离子体降低了火焰释热峰值,使得燃烧强度更均匀, 径向范围扩大; 在本文研究范围内,部分工况施加一定激励电压火焰中心高度有所降低, 释热更强,总体上燃料流量越大等离子体助燃效果越明显;喷注器费效比在大流量、小混合比条件下更低.

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