1
行政院國家科學委員會補助專題研究計畫
成 果 報 告
□期中進度報告
於具突張之微管槽中火焰加速與震爆波傳遞動態之實驗研究
計畫類別：
個別型計畫 □整合型計畫
計畫編號：NSC 97－2221－E－006－058
－MY2
執行期間：2008 年 8 月 1 日至 2010 年 9 月 30 日
執行機構及系所：
國立成功大學機械工程學系計畫主持人：吳明勳
共同主持人：
計畫參與人員：王長禹、王俊凱
成果報告類型(依經費核定清單規定繳交)：□精簡報告
完整報告
本計畫除繳交成果報告外，另須繳交以下出國心得報告：
□赴國外出差或研習心得報告
□赴大陸地區出差或研習心得報告
出席國際學術會議心得報告
□國際合作研究計畫國外研究報告
處理方式：
除列管計畫及下列情形者外，得立即公開查詢
□涉及專利或其他智慧財產權，□一年□二年後可公開查詢
中 華 民 國 99 年 11 月 16 日
i 摘要 本研究分別以數值模擬與實驗方法，針對預混焰在毫米尺度微管槽 內加速傳遞及緩燃焰轉爆震焰機制進行探討。透過包含多步化學動力反 應模型之三維暫態反應流模擬，解析火焰加速傳遞過程；並配合高速攝 影、紋影顯影及碳膜顯影，分別對於火焰傳遞、火焰結構及震波結構進 行實驗研究。研究中以數值模擬探討熱邊界、管槽尺度、截面形狀、當 量比及點火方式對火焰加速之影響。在絕熱壁面、較小尺度、圓形截面、 化學當量下燃氣比例及環狀點火條件下，火焰較快由緩燃焰進入爆震 焰。各模擬案例皆不解析紊流方程，故紊流並非緩燃焰轉爆震焰產生之 必要條件。於緩燃焰階段，因高溫已燃氣體膨脹對火焰面前未燃氣體進 行預壓縮。微管邊界層效應使氣流阻滯，造成燃燒壓力的提升並使單位 時間燃氣消耗量增加。此效應與燃氣膨脹形成正向循環，加速火焰最終 產生局部爆炸，轉變成爆震焰。在實驗觀察部分，則分別使用氮氣、氬 氣、氦氣及二氧化碳做為稀釋氣體，探討氣體稀釋對於火焰傳遞動態之 影響。結果顯示稀釋比例提高，除了火焰亮度降低外，爆震焰產生前會 有不穩定震盪現象的產生。火焰及震波結構顯影顯示，氫/氧焰傳遞初期 有鬱金香焰產生。在以10 %氮氣稀釋之化學當量乙烯/氧氣所進行之碳膜 實驗中歸納得知，爆震焰產生初期細胞長度(cell length)約為0.75 mm；於 穩定爆震焰傳遞區間，細胞長度則約為1.75 mm。最後針對具突擴的微管 槽，以相同的實驗條件做研究，實驗結果顯示在低稀釋條件下爆震焰進 入突擴後隨稀釋比改變可觀察到三種不同的傳遞模態，而在高稀釋條件 下僅存在緩燃焰的傳遞，且在進入突擴後有不穩定震盪現象的產生。
ii
Abstract
The objectives of the present research were to study the mechanisms of flame acceleration and deflagration-to-detonation transition (DDT) in microscale tubes and channels. Both 3D transient reacting flow simulations with detailed chemical mechanisms and experimental approaches were applied. High speed cinematography, schlieren visualization, and soot film method are utilized to reveal the flame evolution, flame structure, and detonation cell structure, respectively.
In the numerical study, the effects of wall thermal boundary condition, tube diameter, shape of the channel cross-section, equivalence ratio, and ignition configuration on the flame propagation were investigated. Adiabatic wall, smaller diameter, circular cross-section, stoichiometric mixture, and ring-shaped ignition configuration were found to be able to faciliate DDT. Since turbulence was not modeled in the simulation, the results implied that the existence of turbulence was not essential for DDT to occur. The mechanism of DDT in microscale tubes relied on the choking effect. The wall constraint and expansion of the burned gas resulted in a pre-compression to the upstream unburned gas, which enhanced mass burning rate. The compression was further enhanced by the increased amount of burned gas. A local explosion eventually occurred due to the excessive compression, and deflagration-to-detonation transition was triggered.
In the experiments, stoichiometric ethylene/oxygen mixtures were diluted with nitrogen, argon, helium, and carbon dioxide to study to the effect of dilution on flame propagation in microscale channels. The results showed that flame emission intensities decreased. Asymmetrical flame propagation was observed for high dilution ratio. Tulip flame was observed using schlieren method during the early stage of hydrogen/oxygen flame propagation. For
iii
stoichiometric ethylene/oxygen mixture diluted with 10 % nitrogen, soot film visualization revealed that detonation cells were about 0.75 mm in the early stage of detonation, and developed to approximately 1.75 mm in stable detonation wave propagation regime.
iv
目錄
第一章 緒論 ...1 1-1 前言...1 1-2 文獻回顧...2 1-3 研究目的...9 1-4 本文架構...10 第二章 計算模擬方法...12 2-1 統御方程式...12 2-2 燃燒模型...15 2-3 數值方法...17 2-4 計算模型...18 2-5 獨立性測試...21 第三章 實驗方法 ...24 3-1 微槽實驗系統...24 3-2 取像系統...37 3-3 以高速攝影量測火焰傳遞速度之流程 ...39 3-4 紋影系統...41 3-5 碳膜顯影法...43 3-6 不確定分析...43 第四章 微管槽內火焰傳遞之模擬...48 4-1 熱邊界條件對火焰傳遞動態之影響 ...48 4-2 管槽尺度對火焰傳遞動態之影響 ...63 4-3 管槽幾何截面對於火焰傳遞動態之影響 ...70 4-4 當量比對火焰傳遞動態之影響 ...78v 4-5 點火方式對於火焰傳遞動態之影響 ...83 4-6 小結...97 第五章 微槽內緩燃焰加速動態之實驗研究...101 5-1 稀釋比對於火焰傳遞之影響 ...101 5-2 不同稀釋氣體對於火焰傳遞之影響 ...116 5-3 火焰結構紋影觀測...124 5-4 微槽內爆震焰胞狀結構分析 ...125 5-5 小結...145 第六章 突擴微槽內預混焰傳遞之實驗研究...147 6-1 潛在應用...147 6-2 稀釋比對於爆震焰傳遞之影響 ...148 6-3 微槽內爆震焰震波結構分析 ...155 6-4 在高稀釋比例下之火焰傳遞動態 ...160 6-5 小結...162 第七章 結論與未來展望...164 7-1 結論...164 7-2 未來展望...165
vi
表目錄
表 2-1 高壓氫氣反應動力模型。...16 表 2-2 乙烯三步反應動力模型。...16 表 2-3 伺服器規格配置表。...20 表 2-4 各網格編號下之格點數目與格點尺度。...21 表 2-5 獨立性測試所有起始及壁面條件。...22 表 3-1 供應氣體設定及誤差。...45 表 3-2 不同當量之乙烯/氧氣流量設定及不確定當量值。...45 表 3-3 不同稀釋比例之稀釋氣體(氮氣)/氧氣流量設定及不確定稀 釋比例值。...45vii
圖目錄
圖 2-1氫氣圓管模型之邊界設定示意。...18 圖 2-2 暫態反應流場模型建立流程圖。...19 圖 2-3 乙烯方槽對稱模型之邊界設定示意。...20 圖 2-4 不同網格數目之內徑1 mm圓管內，化學當量氫氣/氧氣火焰 傳遞速度隨傳遞距離變化。...23 圖 2-5 不同網格數目之內徑1 mm圓管內，化學當量氫氣/氧氣火焰 傳遞速度隨傳遞時間變化。...23 圖 3-1 微槽中心剖面爆炸圖。...25 圖 3-2 固定夾具工程圖(單位：mm)。...28 圖 3-3 矩形溝槽夾板工程圖(單位：mm)。...29 圖 3-4 鑽洞玻璃板工程圖(單位：mm)。...30 圖 3-5 氣體供應轉接器工程圖(單位：mm)。...31 圖 3-6 方形微槽總組成 (a) 3D爆炸圖(b) 實體圖。...32 圖 3-7 突擴溝槽夾板工程圖(單位：mm)。...33 圖 3-8 微管槽實體組合圖。...34 圖 3-9 管槽內部突擴部份之形狀及尺寸。...34 圖 3-10 典型單次跳火與觸發訊號 (Ch1電壓訊號，Ch2電流訊號， Ch3觸發訊號)。...36 圖 3-11 跳火過程電壓及電流變化圖 (Ch1電壓訊號，Ch2電流訊 號)。 ...36 圖 3-12 充電時間不足時，電壓及電流變化趨勢 (Ch1電壓訊號， Ch2電流訊號)。...37
viii 圖 3-13 高速攝影設備配置圖。...39 圖 3-14 紋影(Schlieren)系統配置圖。 ...41 圖 3-15 固定氧氣流量，乙烯/氧氣不同當量比與當量比不確定值 (乙烯使用500 sccm流量計，氧氣使用2000 sccm流量計)。 ....46 圖 3-16 固定氧氣流量，稀釋比例與稀釋比例不確定值(氧氣及稀釋 氣體均使用2000 sccm流量計)。...46 圖 4-1 不同時態下火焰於絕熱壁面條件之溫度分布圖(起始時間為 0 μs，時間間距5 μs)。...50 圖 4-2 不同時態下火焰於300 K等溫壁面條件之溫度分布圖(起始 時間為0 μs，時間間距5 μs)。...51 圖 4-3 實驗室座標上之火焰中央截面溫度流場圖 (a)40 μs 絕熱壁 面 (b) 60 μs 等溫300 K壁面。 ...52 圖 4-4 火焰中央截面OH濃度分布圖 (a) 40 μs絕熱壁面 (b) 60 μs等 溫300 K壁面。...53 圖 4-5 不同時態下火焰於絕熱壁面條件之中心軸向壓力與溫度分 布(時間間距10 μs)。 ...54 圖 4-6 不同時態下火焰於300 K等溫壁面條件之中心軸向壓力與溫 度分布(時間間距10 μs)。 ...55 圖 4-7 壁面絕熱及等溫300 K之熱邊界條件下，化學當量氫氧焰傳 遞速度隨傳遞時間分布。...56 圖 4-8 壁面絕熱及等溫300 K之熱邊界條件下，化學當量氫氧焰傳 遞速度隨傳遞位置分布。...57 圖 4-9 壁面絕熱及等溫373 K之熱邊界條件且格點尺度27 μm下，化 學當量氫氧焰傳遞速度隨傳遞時間分布。...58 圖 4-10 壁面絕熱及等溫373 K之熱邊界條件且格點尺度27 μm下，
ix 化學當量氫氧焰傳遞速度隨傳遞位置分布。...58 圖 4-11 格點尺度27 μm之絕熱壁面條件，於40 μs中央對稱軸向下 的反應物及產物質量分率分布。...59 圖 4-12 格點尺度27 μm之絕熱壁面條件，於40 μs中央對稱軸向下 的自由基質量分率分布。...60 圖 4-13 格點尺度27 μm之絕熱壁面條件，於70 μs中央對稱軸向下 的反應物及產物質量分率分布。...60 圖 4-14 格點尺度27 μm之絕熱壁面條件，於70 μs中央對稱軸向下 的自由基質量分率分布。...61 圖 4-15 格點尺度27 μm之等溫373 K壁面條件，於127 μs中央對稱 軸向下的反應物及產物質量分率分布。...62 圖 4-16 格點尺度27 μm之等溫373 K壁面條件，於127 μs中央對稱 軸向下的自由基質量分率分布。...62 圖 4-17 內徑0.5 mm圓管中，爆震焰產生前於實驗室座標軸上(a) 5 μs (b) 15 μs (c) 30 μs (d) 39 μs (e) 50 μs時之 火焰面上溫度 與流場速度分布圖。...65 圖 4-18 內徑0.5 mm圓管中，爆震焰產生前於火焰座標上(a) 5 μs (b) 15 μs (c) 30 μs (d) 39 μs (e) 50 μs時之 火焰面上溫度與流 場速度分布圖。...66 圖 4-19 內徑0.5 mm圓管中，局部爆炸發生前，軸方向壓力分布隨 時間變化圖。...67 圖 4-20 內徑0.5 mm圓管中，局部爆炸發生前，軸方向壓力分布隨 時間變化圖。...67 圖 4-21 內徑1 mm I.D.及0..5 mm I.D.圓管中，化學當量氫氧焰面前 預壓縮距離與時間變化圖。...68
x 圖 4-22 內徑1 mm I.D.及0..5 mm I.D.圓管中，化學當量氫氧焰傳遞 速度與傳遞時間關係。...68 圖 4-23 內徑1 mm I.D.及0..5 mm I.D.圓管中，化學當量氫氧焰傳遞 速度與傳遞位置關係。...69 圖 4-24 內徑1 mm I.D.及0..5 mm I.D.圓管中，爆震焰形成前，化學 當量氫氧焰加速度隨傳遞時間變化。...69 圖 4-25 內徑1 mm圓管內3000 K等溫面形狀隨傳遞時間變化。 (由 左至右時序分別為10、20、30、40、48及49 μs) ...71 圖 4-26 寬1 mm方槽內3000 K等溫面形狀隨傳遞時間變化。 (由左 至右時序分別為5、15、40、60、62及63 μs) ...72 圖 4-27 寬1 mm方槽及1 mm I.D.圓管中，化學當量氫氧焰傳遞速度 與時間關係。...74 圖 4-28 寬1 mm方槽及1 mm I.D.圓管中，化學當量氫氧焰傳遞速度 與傳遞位置關係。...74 圖 4-29 於(a) 40 μs (b) 60 μs (c)62 μs時態下，寬1 mm方槽內於實驗 室座標上之火焰形狀與流場分布。...75 圖 4-30 於(a) 40 μs (b) 60 μs (c)62 μs時態下，寬1 mm方槽內不同時 態OH自由基濃度分布。...76 圖 4-31 寬1 mm方槽內局部爆炸發生前，軸方向壓力分布隨時間變 化。...77 圖 4-32 寬1 mm方槽內局部爆炸發生前，軸方向壓力分布隨時間變 化。...77 圖 4-33 當量0.5條件氫氧焰傳遞過程，實驗室座標上之火焰面區域 (a) 40 μs (b) 60 μs (c) 64 μs (d) 65 μs溫度與流場分布。 ...79 圖 4-34 當量0.5條件下，氫氧焰面區域(a) 40 μs (b) 60 μs (c) 64 μs (d)
xi 65 μs OH自由基分布。 ...80 圖 4-35 當量0.5條件下，氫氧焰傳遞過程中心軸向壓力分布。...81 圖 4-36 當量0.5條件下，氫氧焰傳遞過程中心軸向溫度分布。...81 圖 4-37 氫氣/氧氣當量0.5與化學當量下，氫氧焰於圓管內傳遞速度 隨傳遞時間變化。...82 圖 4-38 氫氣/氧氣當量0.5與化學當量下，氫氧焰於圓管內傳遞速度 隨傳遞位置變化。...82 圖 4-39 不同點火方式之點火格點(深色格點)分配圖(a)面點火 (b) 環狀點火 (c)單點點火。 ...83 圖 4-40 面點火方式於x = 0.268 mm截面，(a) 5 μs (b) 50 μs (c) 100 μs (d) 150 μs (e) 200 μs (f) 202 μs時之化學當量乙烯/氧氣火 焰傳遞過程溫度場與流場分布。...84 圖 4-41 面點火方式於x = 0.018 mm截面，(a) 5 μs (b) 50 μs (c) 100 μs (d) 150 μs (e) 200 μs (f) 202 μs時之化學當量乙烯/氧氣火 焰傳遞過程溫度場與流場分布。...85 圖 4-42 環狀點火方式於x = 0.268 mm截面，(a) 10 μs (b) 30 μs (c) 50 μs (d) 70 μs (e) 90 μs (f) 100 μs時之化學當量乙烯/氧氣 火焰傳遞過程 溫度場與流場分布。 ...86 圖 4-43 環狀點火方式於x = 0.018 mm截面，(a) 10 μs (b) 30 μs (c) 50 μs (d) 70 μs (e) 90 μs (f) 100 μs時之化學當量乙烯/氧氣 火焰傳遞過程 溫度場與流場分布。 ...87 圖 4-44 環狀點火方式火焰形成後於(a) 10 μs (b) 15 μs (c) 20 μs (d) 30 μs (e) 40 μs時之3000 K等溫面變化。...89 圖 4-45 單點點火方式於x = 0.268 mm截面，(a) 60 μs (b) 90 μs (c) 120 μs (d) 150 μs (e) 163 μs (f) 164 μs時之化學當量乙烯/氧
xii 氣火焰傳遞過程 溫度場與流場分布。 ...90 圖 4-46 單點點火方式於x = 0.018 mm截面，(a) 60 μs (b) 90 μs (c) 120 μs (d) 150 μs (e) 163 μs (f) 164 μs時之化學當量乙烯/氧 氣火焰傳遞過程溫度場與流場分布。...91 圖 4-47 面點火方式之化學當量乙烯/氧氣焰於中央對稱面(x = 0 mm)上，不同位置之火焰前端位置分布。(計算模型為幾何 之第二象限) ...93 圖 4-48 三種點火方式影響下的化學當量乙烯/氧氣焰尖端傳遞速 度隨位置變化圖。(Face-面點火、Ring-環狀點火及Point-單點點火) ...95 圖 4-49 三種點火方式影響下的化學當量乙烯/氧氣焰尖端傳遞速 度隨時間變化圖。(Face-面點火、Ring-環狀點火及Point-單點火) ...95 圖 4-50 面點火條件於160 μs中央對稱軸向下的物種質量分率分 布。...96 圖 4-51 面點火條件於220 μs中央對稱軸向下的物種質量分率布。...96 圖 4-52 微管槽內火焰傳遞變化流程。...100 圖 5-1 化學當量條件之乙烯/氧氣焰傳遞連續動態顯影。...102 圖 5-2 化學當量條件乙烯/氧氣焰傳遞速度隨火焰尖端位置變化。 ..102 圖 5-3 化學當量條件下乙烯/氧氣焰傳遞速度隨傳遞時間變化。 ...103 圖 5-4 化學當量條件乙烯/氧氣焰傳遞加速度隨火焰尖端位置變 化。...103 圖 5-5 化學當量條件下乙烯/氧氣焰傳遞前期於點火點兩側速度 隨位置變化。...104 圖 5-6 化學當量條件下乙烯/氧氣焰傳遞前期於點火點兩側速度
xiii 隨時間變化。...105 圖 5-7 不同氮氣稀釋比例(a) 無稀釋氣體 (b) 10 %氮氣稀釋(c) 20 %氮氣稀釋(d) 30 %氮氣稀釋下，於化學當量之乙烯/氧氣 焰傳遞動態顯影。...106 圖 5-8 不同氮氣稀釋比例(a) 無稀釋氣體 (b) 10 %氮氣稀釋(c) 20 %氮氣稀釋 (d) 30%氮氣稀釋下，於化學當量之亮度強化 後乙烯/氧氣焰傳遞動態顯影。 ...107 圖 5-9 氮氣稀釋10 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨位置化。 ..108 圖 5-10 氮氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨位置變 化。...109 圖 5-11 氮氣稀釋30 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨位置變 化。...109 圖 5-12 氮氣稀釋10 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨時間變 化。...111 圖 5-13 氮氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨時間變 化。...112 圖 5-14 氮氣稀釋30 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨時間變化 ...112 圖 5-15 氮氣稀釋10 %，化學當量乙烯/氧氣焰加速度隨時間變化。 ...113 圖 5-16 氮氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰加速度隨時間變化。 ...113 圖 5-17 氮氣稀釋30 %，化學當量乙烯/氧氣傳遞加速度隨時間變 化。...114 圖 5-18 氮氣稀釋比20 %，比較圖 4-48模擬與圖 5-10實驗化學當
xiv 量乙烯/氧氣傳遞速度隨位置變化。 ...114 圖 5-19 氮氣稀釋比20 %，比較圖 4-49模擬與圖 5-13實驗化學當 量乙烯/氧氣傳遞速度隨時間變化。 ...115 圖 5-20 (a)氬氣稀釋 (b)氦氣稀釋 (c)二氧化碳稀釋，稀釋比例20 % 條件下，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞動態顯影。 ...117 圖 5-21 (a)氬氣稀釋 (b)氦氣稀釋 (c)二氧化碳稀釋，稀釋比例20 % 條件下，亮度強化後化學當量乙烯/氧氣焰傳遞動態顯影。 ...118 圖 5-22 氬氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨位置變 化。...119 圖 5-23 氦氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨位置變 化。...119 圖 5-24 二氧化碳稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨位置 變化。...120 圖 5-25 氬氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨時間變 化。...121 圖 5-26 氦氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨時間變 化。...121 圖 5-27 二氧化碳稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度 隨時 間變化。...122 圖 5-28 氬氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨時間變 化。...122 圖 5-29 氦氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度隨時間變 化。...123 圖 5-30 二氧化碳稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰傳遞速度 隨時
xv 間變化。...123 圖 5-31 單次拍攝下化學當量氫氣/氧氣點燃後所產生之火焰結 構，圖片左側為點火點，火焰傳遞方向為左至右。...124 圖 5-32 單次拍攝下當量比0.5氫氣/氧氣後所產生之火焰結構，圖片 左側為點火點，火焰傳遞方向為左至右。...124 圖 5-33 10 %氮氣稀釋條件，圖片左側距離點火點(a) 6.4 cm (b) 7.5 cm (c) 14.2 cm (d) 21.5 cm (e) 29.4 cm (f) 33.4 cm，化學當量 乙烯/氧氣於1 mm微管中傳遞細胞結構圖， 圖片下方為距 離點火點概略位置， 火焰傳遞方向由左至右。 ...126 圖 5-34 10 %氮氣稀釋條件，化學當量乙烯/氧氣於1 mm微管中傳遞 細胞長度分布。...127 圖 5-35 氮氣稀釋10 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內 傳遞過程之碳灰膜上結構。 (a) 點火點 ~ 5 cm (b) 5 cm ~ 10 cm (c) 10 cm ~ 15 cm (d) 15cm ~ 20 cm (e) 20 cm ~ 25 cm (f) 25 cm ~ 30 cm (g) 30 cm ~ 35 cm (h) 35 cm ~ 40 cm。...130 圖 5-36 氮氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內 傳遞過程之碳灰膜上結構。...132 圖 5-37 氮氣稀釋30 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內 傳遞過程之碳灰膜上結構。...134 圖 5-38 氦氣稀釋10 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內 傳遞過程之碳灰膜上結構。...136 圖 5-39 氦氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內 傳遞過程之碳灰膜上結構。...138 圖 5-40 氬氣稀釋10 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內
xvi 傳遞過程之碳灰膜上結構。...140 圖 5-41 氬氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內 傳遞過程之碳灰膜上結構。...142 圖 5-42 氬氣稀釋30 %，化學當量乙烯/氧氣火焰於1 mm寬方槽內 傳遞過程之碳灰膜上結構。...144 圖 5-43 乙烯/氧氣濃油條件下，點火點區域於碳灰膜上所產生的結 構，(a)結構整體分布，左側黑影為點火點位置 (b)局部結 構放大圖。...145 圖 6-1 氮氣稀釋20 %，化學當量乙烯/氧氣焰於突擴管槽內傳遞動 態。...151 圖 6-2 氮氣稀釋30 %，化學當量乙烯/氧氣焰於突擴管槽內傳遞動 態。...152 圖 6-3 氮氣稀釋40 %，化學當量乙烯/氧氣焰於突擴管槽內傳遞動 態。...153 圖 6-4 C-J速度與失速速度對稀釋比之關係。 ...154 圖 6-5 回復距離對稀釋比之關係。...154 圖 6-6 氮氣稀釋20%，化學當量乙烯/氧氣焰於突擴管槽內碳膜結 構圖，火焰傳遞方向由左而右。...157 圖 6-7 氮氣稀釋30%，化學當量乙烯/氧氣焰於突擴管槽內碳膜結 構圖，火焰傳遞方向由左而右。...159 圖 6-8 在20 %氮氣稀釋條件下，針對突擴部分之高速顯影局部近 拍。...160 圖 6-9 氮氣稀釋50 %，化學當量乙烯/氧氣焰於突擴管槽內傳遞動 態。...161
xvii
圖 6-10 火焰震盪期間火焰面之形狀變化，由上而下依序為平火
xviii
符號說明
符號 說明 單位 a 無遮擋光線寬度 m AR 頻率因子 cm3/(gmol·s) a 無遮擋之光線寬度 m b 遮罩面上光源寬度 m C 照度比C
j 修正擴散速度 m/s p c 等壓比熱 kJ/kg·K o p c 標準等壓比熱 kJ/kg·K DT i 第i物種之熱擴散係數D
im 分子擴散係數 ER 活化能 kJ/kmol E 背景照度 luxFi,j 質擴散通量項(diffusional flux component)
f2 反準直透鏡焦距 m
Hi 第i物種之生成熱 J
hi0 第i物種之於標準狀態下之焓 kJ/(kmol·K)
ht 熱生成焓(thermal enthalpy) kJ/mol
R f k 正向反應速率 cm3/gmol·s R r k 逆向反應速率 cm3/gmol·s eR K 平衡常數 k Gladstone-Dale 係數 cm3/g L 沿光軸方向之距離 m Mi 第i的物種之分子量 g/mol NR 總反應式個數 N0 環境介質折射率 n 氣體折射率 PGAS 氣體純度 p 絕對壓力 Pa QGAS 實際氣體流量 sccm QMFC 流量計氣體流量 sccm S 對比敏感度(contrast sensitivity) Si 第i物種之產生率。 gmol/cm3·s Si0 第i物種之於標準狀態下之熵 kJ/kmol
xix Sl 層流火焰速度 m/s T 溫度 K t 時間 s uj 於xj方向之流體速度 m/s Vf 火燄傳遞速度 m/s Xi 第i物種之莫耳分率 xi 卡氏座標, (i=1,2,3) m Yi 第i的物種之質量分率 R 溫度指數項 y y方向光線偏折角位移量(angular ray deflection) rad 密度 kg/m3 u 未燃氣體密度 kg/m3 b 已燃氣體密度 kg/m3 細胞尺度(cell size) mm t 紊流粘滯係數 kg/s.m
流體動黏滯係數(dynamic viscosity) m2/sec
ij 流體應變 ij 流體應力(stress tensor) kg/m2 '' Rk 生成物之化學當量平衡常數 ' Rk 反應物之化學當量平衡常數 ΔD 稀釋比例不確定性 % ΔE 成像點上之照度差 lux ΔPGAS 氣體純度不確定值 ΔQGAS 流量不確定值 sccm Δ 當量比不確定性 δ 稀釋比
1
第Error! Style not defined.章 緒論
1-1 前言
預混火焰維持與火焰傳遞，主要是透過分子熱傳及質量傳遞的平 衡。此類火焰傳遞機制又稱為緩燃焰(deflagration)，緩燃焰為次音速燃 燒，流體經過火焰面反應區域前後的壓力變化甚小。傳遞速度則依燃料 與氧化劑的不同，大略界於每秒數十公分至數公尺間。預混火焰的維持 或傳遞，必須依靠反應區熱能藉由熱擴散對火焰面前未燃氣體進行預 熱，以及未燃氣體的質量擴散來供應反應所需的燃料及氧化劑等自由基 及分子。因此，火焰的穩定性也會受到預熱區內熱擴散及質量擴散間平 衡之影響。溫度及密度較低的新鮮燃氣在經過火焰面前預熱，隨即進入 反應區域進行燃燒，並產生高溫且密度較低的已燃氣體。 然而在傳遞過程中，火焰受到流場或邊界條件等因素的影響之下， 加速傳遞並轉變成高速火焰形式。其火焰傳遞最終以五倍至十倍聲速進 行穩定傳遞，此種超音速燃燒波也稱為爆震焰(detonation)。從緩燃焰發 展為爆震焰之過程又稱為緩燃焰-爆震焰轉換(Deflagration-to-Detonation Transition, DDT)。爆震焰除以DDT之方式誘發外，尚可以強震波或高能 量點火[1]，直接使用高點火能量(~ 100 kJ)所產生的壓力及溫度，快速產 生爆震焰。DDT則是以低能量(~ 1 mJ)點火產生的緩燃焰，因反應後已燃 氣體逐漸膨脹，而加速並產生震波促使爆燃焰形成。 預混火焰於微小尺度流道傳遞，火焰形成後產生自發加速及DDT過 程較為快速。而影響微管槽內火焰自發加速進而發生DDT之因素，現今 仍無法明確釐清。火焰加速過程可由非侵入式高速影像擷取方法連續紀 錄，但此方法僅能得到火焰傳遞的動態變化。如欲更進一步瞭解火焰特2
性，可藉由數值計算所得火焰溫度及流場分布等資訊以進行探討。 本研究第一部分因此採計算流體力學(Computational Fluid Dynamics, CFD)方法來獲得實驗上不易取得的資訊，並透過多步簡化反應模型模擬 火焰燃燒。同時亦可利用數值模型之便利性，來探討不同參數，如點火 方式、邊界設定等對於火焰加速過程之影響。而在實驗觀察上，除高速 攝影外利用紋影(schlieren)方法觀察火焰實際於矩形微方槽及具突擴之微 槽內傳遞過程之結構變化。還使用碳膜(soot foil)顯影紀錄爆震焰形成後 所產生之細胞結構，以瞭解不同稀釋氣體對於火焰加速過程之影響。
1-2 文獻回顧
在火焰於微管傳遞現象的研究中，Wu等人[2]利用高速顯影方式，成 功觀察到乙烯/氧氣焰於常壓環境下，可以於1 mm I.D.量級的光滑微管中 傳遞。並從中觀察到火焰起始經由低能量的高壓跳火所點燃，產生低速 且火焰亮度較暗的緩燃焰，逐漸轉變成亮度較強的高速火焰，並且搭配 高速顯影結果的速度計算，證實火焰可於厘米尺度的管內產生加速情 形，產生火焰型態的改變，最終火焰速度可達到每秒數千公尺，產生爆 震焰傳遞現象。 除了Wu等人於小尺度流道中，以實驗方式觀察道火焰加速及DDT過 程，Urtiew與Oppenheim[3]使用氫氣/氧氣混合氣體於常壓環境填入公分 級的封閉管內，利用紋影法來觀察火焰傳遞過程。混合燃氣引燃之後， 首先產生層流火焰並且進行加速，進而轉變成紊流火焰，形成爆燃焰， 並在DDT發生同時產生爆炸現象，而其位置則是發生於紊流火焰中或反 應區前預熱、預壓縮區域。Ott等人[4]考慮一端閉口、一端開口之二維圓 管模型，於絕熱壁面中火焰速度會持續提升。等溫條件火焰會產生加、 減速現象。Gamezo及Oran[5]分別利用二維及三維計算模擬，探討改變不3 同微槽尺度對於火焰傳遞之影響。於二維計算結果中，槽寬度大於兩倍 火焰厚度，邊界條件會逐漸影響流場，同時增加火焰及流場速度。槽寬 度繼續增加，火焰面形狀受到邊界層影響相對變小，火焰加速因而降低。 比較相同條件二維及三維模擬結果，火焰受到三維度的邊界層作用，導 致有較大的火焰面變形，並有助於火焰加速過程。 Brailovsky及Sivashinsky[6]則使用一維模型計算預混氣體於直管內 燃 燒 傳 遞 。 水 力 摩 擦 阻 力 會 使 火 焰 面 前 未 燃 氣 體 逐 漸 產 生 預 壓 縮 (precompression)及預熱(preheating)效果，最終使得火焰前端未燃氣體產生
局 部 爆 炸(local explosion) ， 使 緩 燃 焰 轉 變 成 爆 燃 焰 。 Kagan 和
Sivashinsky[7]-[9]使用二維計算研究預混焰於微型絕熱方槽傳遞特性。火 焰因小尺度水力阻力影響，火焰起始平火焰轉變成鬱金香火焰(tulip flame)，並產生加速現象。爆震焰則在邊界層內產生，迅速於槽內傳播。 因為邊界層之水利阻力效應，直接由鬱金香火焰因局部點火而轉變成爆 震焰。 Kagan與Sivashinsky[9]也針對二維微形圓管中，平面點火及點點火方 式與壁面熱邊界對火焰傳遞現象進行探討。平面點火後火焰往前發展同 時，靠近絕熱壁面兩區域，受到邊界層內水力阻力影響逐漸往前凸起， 火焰會隨著表面積的增加而產生加速。對於等溫壁面而言，熱損失則會 抑制壁面反應，使火焰以普修葉流(Poiseuille flow)型態傳遞。當火焰面前 端壓力梯度產生震波，所產生震波會與壁面產生反射，並於管槽中心處 相互匯集，延伸出往未燃氣體壓縮及預熱的前驅震波。在點點火方式， 熱邊界設定之影響與平面點火相似，絕熱壁面火焰並未產生凸起，而是 持續的往前延伸，所形成較高傳遞速度。對於截面形狀火焰傳遞速度的 比較，圓截面有較小的等效直徑，能提供較強的水力阻力[10]影響，使火 焰能快速的產生DDT。
4 Song等人[11]以二維方槽發現平面點火及火花點火方式的不同，將會 造成火焰以不同形狀進行傳遞。在絕熱邊界與等溫邊界的比較，絕熱壁 面平中，面點火方式將形成鬱金香火焰形狀，類似點點火之火花點火方 式將形成香菇狀火焰形狀。於等溫壁面下，火花點火因熱損產生導致香 菇狀火焰轉為鬱金香結構。平面點火初期所產生的鬱金香結構，因壁面 熱損，使火焰形狀持續延長而轉變成香菇狀火焰。 Bychkov、Akkerman與Valiev團隊[12-17]設定燃氣膨脹比及單步反應 來近似火焰燃燒過程，探討火焰於點火後至DDT過程一連串的加速現 象。首先Bychkov等人[12]於不可壓縮流體、絕熱的條件下，當火焰經由 單點點火形成後，起始半球狀火焰膨脹並發展成手指狀火焰，並產生加 速過程。當火焰裙端(flame skirt)與壁面接觸產生劇烈減速之後，則轉變 成凹狀火焰之過程。由於流道徑向方向流動限制，初期球狀火焰會逐漸 往軸向方向膨脹，因火焰面積擴張而使火焰尖端產生加速。隨著火焰膨 脹拉伸，火焰裙端與流道側壁接觸後，由於火焰與壁面接觸角度甚小， 其接觸點上火焰傳遞速度會高於平面火焰的傳遞速度，使得火焰裙端以 較快速度追上火焰尖端，同時火焰面的減少也使火焰產生劇烈的減速， 而進一步發展成凹狀火焰。 火焰形狀與Clanet和Searby[18]於實驗所觀察到火焰形狀相似，皆為 鬱金香火焰形狀。其形狀也會因為L-D不穩定而產生火焰面變形拉伸的情 況，拉伸結構崩毀後則會轉變為平火焰的型態。然而在此階段，因不穩 定而產生火焰面加速現象影響時間較為短暫[18]，對於火焰整體加速過程 影響較小，火焰加速原因推測是由壁面無滑移條件影響及L-D不穩定的產 生。如果在於較高馬赫數的流場下，不穩定所造成短時間的高加速率有 可能迫使形成爆燃焰。在不考慮紊流生成下，單純層流火焰的加速過程， 其加速率會隨著雷諾數而減少，或隨著管徑增加而減少[13-14]。
5 Valiev等人[15]發現Schelkin機制有別於點火後火焰面變化所產生的 加速情況，因已燃氣體熱膨脹、壁面無滑移條件及紊流驅使火焰產生加 速，黏滯力也對火焰面前未燃氣體加溫。在此加速階段，越接近壁面的 流場受到黏滯力的影響較大，使混合燃氣因黏滯應力而產生額外加熱， 火焰加速過程也會受到壓縮波影響產生增溫，並隨著速度提高及流體馬 赫數的提高，壓縮波及黏滯應力加熱的現象越明顯。根據模擬結果，在 不可壓縮流場中火焰是以指數方式產生加速，當流場為非不可壓縮流， 火焰加速則非指數關係，溫度曲線則會因空間及時間不同而產生改變。 由於阿瑞尼士反應(Arrhenius reaction)對溫度變化相當敏感，因此黏滯應 力的加熱效果，會使火焰面前端接近壁面區域產生局部高溫，引起區域 性的爆炸，同時形成斜震波結構。 而在考慮可壓縮流體的DDT過程，火焰由初期熱膨脹轉至超音速過 程，火焰前端馬赫數至少會有三階的改變，火焰加速現象主要可區分成 三種不同的階段：起始準等壓(quasi-isobaric)條件下指數加速、近似等加 速度過程及高速爆燃焰傳遞[16]。較低馬赫數的火焰傳遞初期，假設火焰 的熱膨脹所產生弱壓縮現象，起始火焰對數加速過程中馬赫數極小。當 火焰持續加速後，火焰所產生的壓縮波則逐漸和緩流場對於火焰的形狀 及速度之影響，使加速率逐漸減弱[17]。起始不可壓縮火焰加速過程，膨 脹氣體會往未燃氣體進行推擠，火焰勢必得產生較高的壓力來克服摩擦 阻力並驅動流場傳遞，由指數加速階段轉變成線性加速過程，由於可壓 縮燃氣往點火方向傳遞，其流場會驅使火焰往負方向傳遞，並且由一維 計算結果，火焰面前新鮮燃氣會受到火焰絕熱壓縮波推擠，逐漸累積並 在前端形成震波，並且產生爆炸現象並且提高了反應速度，而產生爆震 焰[16]。
6 而若將爆震焰結構視為一維震波結構，可由ZND模型說明。此結構 主包括震波與震波後反應區。然而ZND模型無法說明實際的震波結構， 其觀測方法則使用爆震焰產生後，震波結構上的斜震波、馬赫柱(Mach stem)與反射波交會(triple-shock interaction)，會產生強壓力的三相點(triple point)，可利用壁面上的薄灰來紀錄實際的震波結構。 Frolov及Gel'land[19]指出管徑尺度接近爆震焰反應區長度為爆震焰 傳遞極限，反應區長度也與細胞尺度接近。Peraldi 等人[20]指出爆震焰 於微管中傳遞，其震波的細胞尺度必須小於流道寬度。Dou及Khoo[21] 則探討起始擾動對於微槽內三維爆震焰之影響，比較整體反應面上隨機 擾動及對角方向對稱擾動傳遞，其擾動為斜震波與馬赫柱的交互作用， 隨機擾動則是斜震波與馬赫柱於流道內垂直壁面反射。並由隨機擾動計 算之壓力軌跡，發現爆震焰會形成穩定的旋轉模式。而對稱擾動則是於 前期形成不穩定的斜向軌跡，並短時間消散，最後進入旋轉爆震焰模態。 其說明於火焰於微槽內，旋轉爆震焰為較穩定爆震焰傳遞模態。 Kitano等人[22]使用氫氣/氧氣混合燃氣於低壓6 mm I.D.細圓管內，於 貧油狀態下使用碳膜觀察爆震波，由雙頭(multi-head)結構轉成單頭旋轉 爆震焰(single-head spinning detonation)結構。當細胞尺度(cell size, λ)等 於圓管圓周長πd時，可存在穩定的旋轉爆震焰模式，其主因是動量及能 量損失而產生，並不受起始壓力影響。 對 於 大 尺 度 之 管 槽 突 擴 對 於 火 燄 傳 遞 之 影 響 之 相 關 研 究 上 ， Pantow[23]等人利用一可活動式的公分尺度量級之突擴管槽，針對不同細 粗深度尺寸突擴管槽對於爆震焰傳遞之特性進行實驗及模擬。研究中以 氫氣/氧氣並加上氮氣稀釋，用紋影的方式進行流道內突擴部分的觀察。 研究解析了在突擴處由於震波的繞射現象，並發現不同擴張比及火焰的 細胞結構尺寸，將影響到突擴下游爆震波結構或傳遞，Papalexandris[24]
7 等人亦利用數值模擬的方式得到相似的結論。 Sorin[25]等人除針對突擴外，亦對漸擴及U形等三種不同幾何形狀的 圓管並在管內加上阻滯物進行實驗研究。該研究解析了於流道內，不同 形狀管內因幾何變化，致使震波反射導致壓縮再點火(re-ignition)發生所 需之條件。壓縮在點火主要受管徑與細胞尺度大小的比值(d/λ)影響。 Khasainov[26]等人研究具有漸擴之圓管流道設計，以乙炔/氧氣為反應 物，模擬並實驗觀察爆震焰之傳遞，研究發現在相同漸擴角度下，適當 增加環境壓力時，當爆震焰進入漸擴的流道後可成為強度更高的超爆震 焰傳遞(super-detonation)，反之若壓力過小則將造成爆震焰結構的破壞。 而當固定壓力改變漸擴角度時，則較小漸擴角度之情況下較易維持爆震 焰傳遞。 在管槽截面尺寸變化對於爆震焰傳遞特性之影響方面，Gamezo[27] 及利用數值模擬針對氫氣/空氣於公分尺度之矩形管槽內，高度及不同阻 滯物間距對火焰傳遞動態之影響進行研究。Teodorczyk[28][29]等人則以 壓力探棒及離子探棒測量進行火焰傳遞速度進行實驗研究。數值及實驗 研究皆發現當阻滯物之阻塞比(blockage ratio)增加，會由於動量損失加大 而抑制DDT的發生，並且隨著阻滯物高度增加，若欲在流道內成功產生 DDT則需要減少阻置物的密集度。Moen 等人[30]-[31]於大型管道內安置 阻滯物、擋板或是螺旋狀柱體等方式類似縮小管徑尺寸。其研究中發現 流場擾動的提昇以及紊流強度，有助火焰加速，增加爆震波產生的穩定 性及縮DDT時間。 Kuznetsov[32]等人在管道中設置孔板的方式研究碳氫燃料的預混焰 傳遞現象。由於孔板所造成的黏滯阻力以及熱散失現象，此研究中觀察 到了低速次音速火焰(subsonic flame)、阻流火焰(choking)以及準爆震焰 (quasi-detonation)傳遞模式。Dorofeev[33]等人也在公分量級管槽內壁裝置
8 擋板(obstructed channel)實驗發現火焰經過堵塞壁時會產生加速，產生類 似於阻塞(choking)的高速緩燃焰，並指出火焰與震波的交互關係可提升 火焰加速的現象。Smirnov等人[34]利用一突縮管槽的設計，將碳氫燃料/ 空氣於較大管槽內點火，引燃較小管徑管槽內之燃氣。實驗結果發現此 方法除了有效縮短DDT距離外，更可穩定爆震波的轉變過程。Wu & Wang[52]研究乙烯/氧氣反應波於內徑為1 mm上下之微管內之傳遞模 態，實驗解析隨管徑與當量比不同，反應波會以包含低速爆震焰、跳躍 爆震焰(galloping detonation)、正常DDT/C-J爆震焰、震盪緩燃焰與穩定緩 燃焰幾種不同之模態傳遞。 Nagai[36]等人為討論在狹槽中氫氧火焰傳遞中，爆震波產生距離 (detonation induction distance, DID)、爆震波結構及震波傳遞速度。所使用 微槽長度為808 mm、寬度8 mm及深度1到5 mm，使用壓力探針及離子探 針作為判定震波與反應波的依據。再調變起始壓力及當量比，在槽寬度 為5 mm爆震焰傳遞模式主要分為三種結果：1.火焰波伴隨著壓力波的傳 遞現象 2.震波後跟隨著火焰波現象 3.爆炸波傳遞經過尾端反射，再重新 點火產生爆震波。而在1 mm槽寬及當量0.5條件，隨著爆震焰產生後，即 可觀察到小於1 mm細微的細胞結構，也因受到壁面熱損及摩擦損失，火 焰會持續減速，使得細胞尺度逐漸增至0.5 ~ 2 mm，抵達管槽終端前則發 展成大於8 mm之細胞結構。 而在碳氫燃料的觀察上，Bauer等人[37]使用高能量點火(~ 150 J)方 式，於不同壓力區間，探討15 mm I.D.圓管內碳氫燃料的細胞尺度變化。 丙烷/空氣及乙烯/空氣混合燃氣，常壓下均無爆震焰的產生，稀釋比例越 高，必須有較高的起始壓力才會形成爆震焰。對於乙烯/空氣而言，在相 同當量下，細胞前後間距會隨著起始壓力升高而降低。改變當量比，在 偏濃油區域有最小的細胞長度。而在乙烯/氧氣及氮氣稀釋條件下，稀釋
9 比例的改變不影響起始壓力與細胞長度的斜率值，唯獨於高稀釋比例 下，由於較接近稀釋濃度極限，壓力改變對於細胞長度有較大的改變。 壓力增加對於細胞長度的影響和增加稀釋氣體相似，在起始壓力1 bar， 乙烯/氧氣的細胞長度推斷值為0.6 ± 0.1 mm。
1-3 研究目的
本研究採用Wu等人[2]針對毫米尺度光滑圓管內DDT研究方法進行 模擬計算。首先以數值計算模擬，探討火焰於毫米尺度圓形及方形截面 管槽內的傳遞過程。在實驗方面，建構寬1 mm見方微槽。利用此設備探 討不同稀釋條件對於微槽內預混焰傳遞影響。研究中也使用碳膜紀錄震 波結構，並以紋影觀察實際火焰結構，與數值計算進行比較。本文研究 之主要內容計有： 使用多步簡化燃燒反應模型，以模擬計算火焰於方形及圓形截面管道傳 遞過程。 由計算結果所提供的壓力、溫度及速度場等資訊，探討火焰加速現 象。 討論熱邊界條件、管道尺度及燃氣當量比，對整體傳遞過程之影響。 使用高速顯影方法，解析乙烯/氧氣分別以氮氣、氬氣、氦氣及二氧 化碳稀釋，於1 mm × 1 mm方形微管內的傳遞動態。 探討氮氣、氬氣、氦氣及二氧化碳稀釋氣體與稀釋條件對於微槽內火 焰震波結構之影響。 以紋影觀測法觀察火焰傳遞過程之動態結構，以了解實際火焰於方形 截面微槽內的結構變化。 利用高速顯影方式觀察火焰於1 mm × 1 mm轉1 mm × 3mm的突擴 微管槽內之傳遞動態。並使用碳膜震波顯影紀錄震波結構，解析不同10 氮氣稀釋比例對突擴管槽內化學當量乙烯/氧氣/氮氣爆震焰傳遞及結 構之影響。 總體而言，本研究分別利用歸納數值模擬及實驗，對預混火焰於微 管槽中加速之成因與影響參數進行探討。研究中所討論之參數包含了熱 邊界條件、管槽截面幾何及尺寸、當量比及稀釋氣體種類與稀釋量。
1-4 本文架構
本文第一章先對微管槽內，火焰加速及緩燃焰轉爆震焰現象相關文 獻進行回顧，包含數值及實驗相關結果，介紹本研究動機與目的。第二 章針對數值計算模擬進行介紹，說明統御方程式、燃燒模型、數值方法 及幾何模型建立，並針對火焰傳遞速度與理論值來進行獨立性測試。第 三章介紹實驗方法及實驗系統介紹，主要為流道組成、供氣系統、影像 擷取系統及紋影觀測系統的簡介說明，最後討論混合氣體比例的不確定 分析。 第四章討論火焰於圓形截面及方形截面微管傳遞現象，在忽略紊流 生成條件下，討論火焰加速機制。首先進行氫氣/氧氣混合氣體於毫米尺 度圓管傳遞現象，對熱邊界條件、管徑尺度、截面形狀及燃氣當量比進 行探討。為了與實驗進行比較，因此採用乙烯/氧氣/稀釋氮氣作為混合燃 氣，於1 mm × 1 mm方形截面管槽內傳遞，探討點火方式對於火焰加速 過程之影響。 第五章探討乙烯/氧氣混合氣體，以不同比例稀釋氣體(氮氣、氬氣、 氦氣及二氧化碳)稀釋，以高速顯影方式觀察火焰傳遞動態。並使用碳膜 震波顯影，觀察不同稀釋氣體及稀釋比例對爆震焰結構之影響。最後以 紋影顯影，觀察火焰傳遞過程的結構變化。 第六章則探討透過實驗方法探討乙烯/氧氣混合氣體，以不同比例之11
氮氣稀釋氧化劑，利用高速顯影方式觀察火焰於毫米尺度的突擴微管槽 內之傳遞動態。並使用碳膜震波顯影紀錄震波結構，解析不同氮氣稀釋 比例對突擴管槽內化學當量乙烯/氧氣/氮氣爆震焰傳遞及結構之影響。
12
第Error! Style not defined.章 計算模擬方法
隨著電腦運算能力及效能的提升，CFD模擬是研究反應流場機制的 有效工具之一。為了釐清火焰在於微管中加速及DDT產生之機制，本研 究首先利用三維暫態模擬配合化學反應模型，進行反應流場解析，探討 壁面條件、管徑、管截幾何及點火方式，對火焰傳遞特性之影響。
2-1 統御方程式
本研究利用泛用型CFD模擬工具STAR-CD解析乙烯/氧氣混合氣體 於微管中傳遞現象。計算模型中將氣體視為可壓縮之理想氣體，可以理 想氣體方程解析壓力與密度關係:
m i i M Y RT p (2-1) 流體分子黏滯力及熱傳導率以氣體動力學計算求得。流體比熱則使 用溫度多項式進行計算。利用有限體積法(Finite volume, FV)解析質量、 物種動量及能量守恆方程。以下為本研究中所解析之統御方程式： 本研究求解之連續方程式為：
0 j j u x t (2-2) 物種守恆方程則如下式所示
j i i j
i j i u Y F S x Y t , (2-3)
N i i Y 1 1 (2-4)13 其中質擴散通量Fi,j為 j T i j i im j i t i t j i x T T D x Y D x Y F , , (2-5) Yi為各物種質量分率，式中的DiT為物種i之熱擴散係數，而Dim為分子擴散 係數，定義如下：
N j ji j i im D X Y D 1 1 (2-6) 為了滿足式(2-7)之條件，必須於式(2-5)加入式(2-8)擴散速度修正項 Cj，同時可以修正如式(2-9)，其表示如下： 0 1
N i j j i T i j i im C Y x T T D x Y D (2-7)
N i j T i j i im j x T T D x Y D C 1 (2-8) j T i i j j i im j i t i t j i x T T D Y C x Y D x Y F , , (2-9) 動量方程式則為：
i ij i j j i x p u u x t u (2-10) 能量方程式之形式為：14
i i i j i ij j j j h j t j t S H x u x p u t p F u h x t h t , (2-11) 於式(2-10)及式(2-11)中，ij為流體應力(stress tensor)定義為式(2-12) 所示： ij k k i j j i ij x u x u x u 3 2 (2-12) 式(2-11)中，ht項為熱焓(thermal enthalpy)其定義如式(2-13)所示： T c T c ht p p (2-1 3) 求解傳輸方程式中的物種分量時，還必須考慮式中的產物生成率 (production rate, Si)，其值可由正、逆反應化學反應速率來求得
R " Rk ' Rk N R N k N k v i rR v i fR ' Rk " Rk i i M v -v k X -k X S 1 1 1 (2-14) NR為系統內所有的反應物，Xk為莫耳分率，νRk’及νRk”為化學平衡時物 種係數，kfR及krR為R反應的正、逆反應速率常數。 在 燃 燒 過 程 中 的 化 學 反 應 計 算 ， 是 使 用 標 準 阿 瑞 尼 士(Standard Arrhenius)方程來計算化學反應速率，其正向反應速率常數(kfR)如下 RT E T A k R R fR R exp (2-15) 其中ER為反應活化能。而逆反應常數則可由平衡常數(equilibrium15 constant, KeR)求得，之間關係如下： eR fR rR K k k (2-16)
N k i i Rk Rk v v atm eR T h s v v R RT P K N k Rk Rk 1 0 0 ' '' 1 1 exp 1 ' '' (2-17) 式中si0及hi0為i物種標準狀態的熵及焓值。2-2 燃燒模型
本研究分別針對氫氣及乙烯燃燒採用19步與3步簡化化學反應模型 進行解析。氫氣反應模型為Li等人[38]針對高壓氫氣反應所建構之8個物種(H、O、OH、H2、O2、H2O、HO2及H2O2)與19步反應之模型，如表 2-1
所示。本研究忽略了反應模擬中的低溫平行反應(duplicated reaction)和第 三者氣體Ar、He之反應。
乙烯反應採用Baurle 及 Eklund[39]解析超音速反應流場的三步乙烯
燃燒模型，反應過程包含6個物種(C2H4、O2、CO、H2、CO2及H2O)，詳
16 k=A×Tb×exp(-E/RT) Step Reaction A (cm3/mole-s) b E (kcal/mol)
1 H+O2=OH+O 3.55E+15 -0.41 16.6
2 O+H2=H+OH 5.08E+4 2.67 6.29
3 H2+OH=H2O+H 2.16E+8 1.51 3.43
4 O+H2O=OH+OH 2.97E+6 2.02 13.4
5 H2+M=H+H+M a 4.58E+19 -1.4 104.38
6 O+O+M=O2+Ma 6.16E+15 -0.5 0.00
7 O+H+M=OH+M a 4.71E+18 -1.0 0.00
8 H+OH+M=H2O+Ma 3.8E+22 -2.0 0.00
9 H+O2+M=HO2+Mb k0 6.37E+20 -1.72 0.52
k 1.48E+12 0.6 0.00
10 HO2+H=H2+O2 1.66E+13 0.0 0.82
11 HO2+H=OH+OH 7.08E+13 0.0 0.3
12 HO2+O=OH+O2 3.25E+13 0.00 0.00
13 HO2+OH=H2O+O2 2.89E+13 0.00 -0.5
14 HO2+HO2=H2O2+O2b 4.20E+14 0.00 11.98 15 H2O2+M=OH+OH+Mc k0 1.20E+17 0.00 45.5 k 2.95E+14 0.00 48.4 16 H2O2+H=H2O+OH 2.41E+13 0.00 3.97 17 H2O2+H=H2+HO2 4.82E+13 0.00 7.95 18 H2O2+O=OH+HO2 9.55E+06 2.00 3.97
19 H2O2+OH=H2O+HO2 5.8E+14 0.00 9.56
a. Efficiency factor are:ε
H2O=12.0, and εH2=2.5. b. Troe parameter: F
c=0.8
Efficiency factor are: εH2O=12.0, εH2=2.0, and εO2=0.78. c. Troe parameter: F
c=0.5
Efficiency factor are: εH2O=12.0, and εH2=2.5.
表 2-1 高壓氫氣反應動力模型。
k=A×Tb×exp(-E/RT)
Step Reaction (cm3/mole-s) A b (kcal/mol) E
1 C2H4+O2=2CO+2H2 2.10E+14 0.0 35.80
2 2CO+O2=2CO2 3.48E+11 2.0 20.14
3 2H2+O2=H2O 3.00E+20 -1.0 0
17
2-3 數值方法
本研究採用有限體積法對於連續、動量、能量和化學動力方程式進
行計算，所使用暫態時間數值計算方法為PISO (Pressure Implicit with
Splitting of Operator)法[40]-[41]為針對非穩態化學反應流場所發展的離散 方法，其計算程序主要分為一預測階段及兩修正階段進行疊代計算，第 二修正階段可以調整不同數目的計算修正階段(corrector stages)以增加收 斂性。
在PISO數值方法中，可針對各統御方程式設定殘值容許值(residual tolerance)、鬆弛因子(relaxation factor)及修正步數(number of corrector stages)等參數。本研究數值計算設定中，PISO運算疊代次數(number of sweep)於壓力項為1000，其餘三維動量及溫度項皆為500。計算殘值容許 值除壓力項為0.001，其餘皆為0.01。為了解析反應過程的流場特性，流 場解析修正步數上限為500，鬆弛因子設定為1。而統御方程式所採用的 離散法則，在考慮火焰面前後流體性質的劇烈變化，動量及能量方程均
使 用 二 階 上 風 法(Monotone Advection and Reconstruction Scheme,
MARS)[42]。各物種解析部分，所設定最大疊代次數為100，鬆弛係數為1， 而殘值容忍值為0.01，所使用的離散法為一階上風法(Upwind Differencing, UD)[43][44]。 在複雜的化學反應計算中，不同反應存在較大的時間與空間的差異 性，必須使用數值方法來簡化解析過程，故採用時間分化法(time-split method)對式(2-3)進行簡化。首先對不同時間間隔的質量分率及生成項進 行解析，再進一步求解不同方向之物質擴散，以得出化學反應計算後不 同物質的質量分率之分布。
18
2-4 計算模型
本研究所考慮微管幾何為一端封閉且一端開口之毫米管徑微管槽。 管內氣態燃料、氧化劑或稀釋氣體為均勻混合。封閉端為點火區域，採 用2500 K高溫壁面來引燃流道中的混合氣體。開口端設為出口(outflow) 邊界，數值解析上等同零梯度邊界。燃燒反應使用多步化學反應，以詳 細解析實際燃燒特性。本模擬最大特點為忽略紊流生成對火焰加速過程 產生影響，模型設定無紊流模型，故流場為可壓縮層流。 模型幾何分為圓形截面及正方形截面兩種，預設長度皆為10 cm。圓 管部分，圓截面直徑分為0.5 mm及1 mm，使用氫氣反應作為燃燒模型， 起始條件分別為壓力100 kPa、溫度300 K及化學當量的氫氣/氧氣混合 氣，模型及邊界設定示意如Error! Reference source not found.。另與實 驗進行配合，建立1 mm×1 mm方形截面模型，並使用乙烯反應模型。模 擬起始條件為壓力100 kPa、溫度298 K及預混乙烯/氧氣與不同濃度稀釋 氮氣。19 CAD模型處理 SolidWorks 表面格點處理 Pro-surf 內部格點處理 Pro-amm 熱物理模型 Pro-STAR 數值解析 STAR solver 非結構網格建立 結構網格建立 幾何及格點建立 Pro-STAR 圖 2-2 暫態反應流場模型建立流程圖。 圖 2-2為STAR-CD建立三維模型的大略流程，模型格點的建立，一 般由CAD圖檔匯入模型前處理工具，依序由pro-surf建立外部格點及 pro-amm建立內部格點，其格點分布為非結構網格，最後載入pro-star定義 其物理模型與計算參數，並由STAR solver進行計算。簡易幾何模型及格 點分布可由pro-star直接建立，可直接產生均勻分布的結構網格，也可以 對部分區域進行格點加密。
20 圖 2-3 乙烯方槽對稱模型之邊界設定示意。 圓管模型以非結構四面體(tetrahedral)網格建立，並可由模型前處理 工具來調整格點密度，以生成不同格點數目之模型。方槽模型則是以結 構網格組成，可分別設定三維方向的格點密度。由於非結構格點為不規 則分配，其格點密度於三方向較為均勻。方槽之結構網格格點配置，亦 於三方向有一致的密度。同時為了降低計算時間，方槽模擬假設流場為 對稱，故僅需針對一象限進行解析，為0.5 mm × 0.5 mm方形截面，邊界 示意如圖 2-3所示。
Manufacturer/Model Supermicro / 1U Twin SS-6015TW-TB
Nodes 2
Total no. of CPU cores 16
CPU type Intel Harpertown Quad-Core E5420
Memory 32GB (16 x 2GB ) 667MHz DDR2 ECC FB CL5 DIMM OS Linux CentOS 4.7 表 2-3 伺服器規格配置表。 本 研 究 使 用 計 算 平 台 為 小 型 運 算 叢 集 (Supermicro 1U SS-6015TW-TB )，其規格配置如表 2-3。該平台包含兩運算節點，運算
21
節點間以Gigabit Ethernet串接。節點具有兩顆INTEL XEON 2.5 GHz 四核心處理器，故同時最多可使用16核心進行運算。作業系統則是採用 Linux CentOS 4.7。
2-5 獨立性測試
本研究以數值計算方法來解析微小管槽內火焰加速現象，並由Wu等 人[2]實際觀察火焰於微管內傳遞過程，當火焰經點燃形成後，會從低速 火焰逐漸加速，並轉變成爆震焰。因此預期火焰傳遞過程包含次音速緩 燃焰及超音速爆震焰兩種模態。為了確保數值模擬的準確性，故進行格 點獨立性測試，來決定網格密度，此步驟主要使用火焰傳遞速度來作為 測試指標。對於次音速緩燃焰而言，層流火焰速度可作為速度依據，但 因理論層流火焰速度是以平火焰(planar flame)型態傳遞，無法充分反應受 到流場、壓力場及溫度場影響下的火焰速度變化，所以直接以模型計算 所得的火焰速度來進行比較，以得較合理的格點尺度。而超音速爆燃焰 部分，因爆震焰傳遞現象可由一維Chapman-Jouguet (C-J)理論進行說明， 其理論將震波視為無限大反應速率的不連續面，亦將震波視為零維化學 反應區域，當新鮮燃氣進入反應區內，立即轉變成已燃氣體。C-J傳遞速 度為理想絕熱狀態下的傳遞過程，因此將C-J傳遞速度作為爆燃焰傳遞指 標。Model Number of Cells Cell size (m)
C7000K 696,088 48.3
C1500K 1,536,785 37.1
C2400K 2,405,555 32.0
C4000K 4,012,032 27.0
22
Initial Conditions Value Unit
Pressure 100,000 Pa
Temperature 300 K
Mixture Stoichiometric H2/O2 -
Time Step 1 s
Boundary Conditions Type Value Unit
Ignition Wall Isothermal 2500 K
Side Wall Adiabatic - -
End Wall Outflow - -
表 2-5 獨立性測試所有起始及壁面條件。 獨立性測試主要使用以非均勻格點所建立的圓管模型，以氫氣/氧氣 作為混合燃氣來進行測試。故建立四組內徑1mm圓管模型，對應網格數 目 分 別 為70 萬 (C700K) 、 153 萬 (C1500K) 、 240 萬 (C2400K) 及 400 萬 (C4000K)，表 2-4也列出不同格點數目所對應的格點尺度，所使用的起 始條件及邊界條件則列於表 2-5。 火焰傳遞速度是由不同時態下的火焰位置進行推算，火焰位置判定 以溫度場為依據，將每一時態下的最高火焰溫度值之50%作為門檻，距離 點火面最遠的高溫位置則為火焰尖端位置。對於四個格點密度下的速度 變化，由圖 2-4火焰在轉成爆震焰前並沒有明顯變化，惟獨C4000K所得 爆震焰傳遞速度較接近理論的C-J速度(~ 2835 m/s)。在圖 2-5時間與火焰 傳遞速度變化中，改變網格尺度對火焰加速過程中的速度分布影響不 大，火焰加速的探討較快轉變成爆震焰的案例，因此採用C1500K的網格 尺度來作為探討火焰加速的最低基準。
23
圖 2-4 不同網格數目之內徑1 mm圓管內，化學當量氫氣/氧氣火焰傳遞 速度隨傳遞距離變化。
圖 2-5 不同網格數目之內徑1 mm圓管內，化學當量氫氣/氧氣火焰傳遞 速度隨傳遞時間變化。
24
第Error! Style not defined.章 實驗方法
實驗主要設備為釐米尺度之矩形截面管槽結構，本章節針對管槽設 計及相關實驗系統，如氣體供應系統、點火系統及實驗流程進行介紹。 實驗觀測方式則使用高速影像拍攝方法，紀錄火焰傳遞時的連續動態。 紋影系統(schelieren)來觀測火焰傳播過程中的結構變化，及碳膜顯影來記 錄爆震波傳遞時所形成的震波結構。
3-1 微槽實驗系統
方槽實驗設備主要包含微槽組成、氣體供應系統及高壓點火系統。 實驗所使用的氣體由氣瓶提供，並由質流量控制器調整氣體混合比，並 且混合氣體在進入微槽之前完成預混。在完成填氣步驟之後，利用火花 放電對混合器進行點火。滋將微槽設計、氣體供應系統及火花點火系統 分別討論如下： 矩形截面微槽組成 在許多DDT的研究中，火焰速度的量測通常採用侵入式量測工具， 如壓力感測器(pressure transducer)、離子探針(ion probe)或光電二極體 (photodiode)透過量測火焰傳遞過程中的壓力、離子濃度及亮度變化來完 成火焰速度的量測。此方法受限於裝設感測數目及裝設位置，無法完整 解析火焰傳遞動態。如果進行直接拍攝或是紋影顯影，也只能夠在於觀 察窗的區域進行觀察。本研究所設計之管槽兩面採用透明石英玻璃，以 利使用非侵入式高速取像顯影以及紋影系統以解析火焰傳遞的動態。25 圖 3-1 微槽中心剖面爆炸圖。 本研究微槽是以兩片厚玻璃板夾持金屬薄板做為組合。金屬薄板刻 有長槽，除了可依照實驗需求選用不同的薄板厚度，也可藉由薄板上的 不同形狀來設定流道幾何。圖 3-1為微槽中心剖面爆炸圖。為了使兩塊玻 璃板與金屬薄板相互定位，所以使用鋁質夾具來對其固定。夾具設有凹 槽放置玻璃板，為了避免金屬夾具與玻璃間因點接觸而導致破裂，兩者 之間墊有厚0.15 mm塑膠片，由於兩側夾具採對稱設計，螺絲從夾具一端 定位孔穿入並與鎖入另一端做為緊迫及固定。 圖 3-2 為一端夾具之詳細幾何。實驗所使用的微槽是由厚1 mm不銹 鋼片經線切割而成，幾何如圖 3-3 所示，所切割之狹縫長度為93 cm、寬 度為1 mm，兩側均以長98 cm、寬15.5 mm及厚4 mm透明玻璃夾持，圖 3-4 為兩玻璃板的孔位幾何。在微槽幾何中心位置鑽有0.7 mm孔洞安裝點火 電極，並在左端玻璃板上，距離微槽兩端5 mm位置(距點火點位置46 cm) 開有0.7 mm孔洞作為進排氣。孔洞與轉接器對準以外部氣體供應系統連
26 接。圖 3-5 為轉接器設計圖。連接器與玻璃接觸端以O型環作為密封， 連接填氣管路使用1/4” NTP接頭與外部卡套管進行轉接。實際與微槽安裝 後如圖 3-6 所示。 突擴微槽組成 突擴微槽的組成與前面矩形截面微槽相同，由本研究中微槽設計的 優點，架設時只需將圖 3-1 之兩側玻璃片所挾持的金屬薄板作替換為圖 3-7 之突擴流道板即可。組合成型之微管槽如下圖 3-8 所示。本研究中 所使用之微槽長度為930 mm，槽截面為1 mm × 1 mm突擴轉至寬度為3 mm，深度同為1 mm 之管槽，如圖 3-9所示。突擴位於距離點火點250 mm 處，亦即反應波由中央點火經突擴處後，將需再傳遞215 mm達到微槽出 口。 氣體供應系統 本實驗所使用氣體供應主要是由高壓氣瓶提供，經由調壓閥設定適 當壓力，並藉由供氣管路送入數位式電子流量計來進行操作。工作流體 乙烯、氧氣、氦氣、氬氣及氮氣濃度均為99.9 %，氣體設定背壓除了乙烯 為50 psi，其餘氣體為40 psi。氣體流量可直接於MKS Type 247D四頻道質 流量電源供應器進行設定。並且搭配不同操作範圍的電子流量計，即可 藉由不同通道的流量調整得到不同比例的混合氣體。所使用電子流量控 制器為MKS Type 1179A，其操作範圍為500 sccm(乙烯)及2000 sccm (氧氣 及稀釋氣體)。產品規格上所列之精確度為 1 %。 由於所採用的電子流量計為熱線式流量計。藉由流體經過內部熱線 圈的溫度變化作為流量依據，所以在電子流量計使用之前，必須對其工 作氣體來進行設定，包含流量計的操作範圍及氣體所對應的轉換因子。 為了方便實驗過程氣體更換及流量設定，本研究使用LabVIEW撰寫程 式，搭配NI USB-6259資料擷取卡(DAQ)來驅動流量控制器。
27
本研究稀釋比例採用稀釋氣體與氧化劑間的體積百分比，稀釋比例 為稀釋氣體體積相對於稀釋氣體與氧化劑總體積之比例，實驗中稀釋氣 體計算方式則比照此方法進行計算。
28
29
30
31
32
(a)
(b)
33
34
圖 3-8 微管槽實體組合圖。
35
火花點火系統
本實驗系統之特點之一為點火電極安裝位置於微槽長度方向中點， 點火系統設計上採直徑0.6 mm磨尖銅線插入玻璃上預設電極孔位，以真 空膠(Torr seal, Varian)黏著。跳火所需之電壓則由20 kV點火線圈(PBK40, Information Unlimited)提供，系統可以選擇手動開關或是搭配繼電器以電 子訊號(TTL)控制點火時間。 實驗過程中為了降低跳火對於點火之後火焰傳遞的影響，必須控制 點 火 時 間 使 點 火 器 進 行 單 次 跳 火 。 跳 火 電 極 兩 端 使 用TEKTRONIX P6015A 高 壓 探 棒 作 為 跳 火 過 程 電 壓 的 量 測 。 同 時 點 火 電 路 串 接 TEKTRONIX CT-2高頻率電流探測器測量放電過程的電流值。電壓及電 流讀值皆連接數位示波器(DPO-2014, TEKTRONIX)來進行紀錄。 點火之時點控制以及其與攝影系統之同步，是利用同步器(IDT Timing Hub)完成。當按下同步器上的點火訊號鈕，同步器會送出所設定 時間長度的TTL驅動繼電器，使得點火器電池開始進行供電。電池提供的 低電壓由內部的變壓器進行增壓。高壓電容逐漸且持續的累積電壓，當 累積電壓達到電極兩端導通門檻，則產生一次的跳火。為了使相機的拍 攝 可 以 與 點 火 進 行 同 步 ， 故 另 以 延 遲 訊 號 產 生 器(DG645, Stanford Research Systems)來對跳火瞬間所產生的電壓降進行觸發。觸發同時訊號 產生器將傳送處發訊號至攝影機，以獲得所需時點之影像。 圖 3-10為典型單次跳火電壓與電流量測值，其中第一及第三通道為 電壓及電流量測值，第二通道為延遲訊號產生器所產生之訊號，而因跳 火過程所需的時間相當短暫(< 1 s)，由跳火過程電壓及電流值變化(圖 3-11)可得知，電流值的變化只在電壓突降過程中出現，在跳火前後並沒 有導通。藉由跳火期間的電壓與電流乘積所得的放電功率，並與放電時 間相乘則為放電能量。根據計算結果，點火能量均小於1 mJ，不足以導
36 致火焰直接形成爆震焰。 另如果設定的點火時間不足以達到跳火門檻，電壓及電流量測值則 如圖 3-12所示，當供應電源斷開後，電容內累積電壓會於點火電圈停止 供電之後逐漸降低，以電壓及電流讀值可確認沒有產生跳火產生。 圖 3-10 典型單次跳火與觸發訊號 (Ch1電壓訊號，Ch2電流訊號，Ch3觸 發訊號)。 圖 3-11 跳火過程電壓及電流變化圖 (Ch1電壓訊號，Ch2電流訊號)。
37 圖 3-12 充電時間不足時，電壓及電流變化趨勢 (Ch1電壓訊號，Ch2電 流訊號)。
3-2 取像系統
本實驗所採用的高速攝影機為IDT公司所生產的 MotionPro X3。最 高拍攝速率為116,509張每秒，所拍攝圖片為1280(H) × 1024(V)灰階圖 片。而最高拍攝速率(frame per second, fps)與縱軸畫素有直接的關係，當 縱軸畫素越小時，相機拍攝速率可以隨之提高，橫軸畫素則對於拍攝速 率影響不大。縱軸畫素為16 pixels則為最高拍攝速率。 實際拍攝時，由於火焰引燃之後低速傳遞過程，所產生的自發螢光 並沒有如爆震焰來的強，所以需依照實際的拍攝結果來調整影像曝光及 拍攝速率之設定。 高速攝影機是由IDT公司所提供的軟體–MotionStudio v2.07.00來進 行控制。可以由軟體控制面板直接調整攝影機的拍攝畫面區間(region of interest)、拍攝速率、曝光時間和拍攝及觸發模式等各項參數。在拍攝模 式主要分成正常模式(normal mode)及循環模式(circular)，正常模式為直接 拍攝達到記憶體張數上限。循環模式與正常模式最大不同地方則是，當 拍攝達張數上限時，相機仍會繼續拍攝並重複循環覆蓋檔案，直到相機 接受到觸發(trigger)停止。38 觸發點位置可自由設定記憶區段中任何相對位置，所以調整不同觸 發點位置來擷取觸發時間前後的拍攝畫面。舉例來說，觸發位置設定於 第0張圖片記憶位置，相機會儲存觸發之後所拍攝到的照片；如觸發位置 設定於50 %圖片記憶位置，相機則儲存觸發點前後之拍攝照片，觸發點 前後照片會各佔50 %記憶體位置。
觸 發 功 能 也 分 為 內 部 觸 發(internal trigger) 及 外 部 觸 發 (external trigger)，內部觸發為直接於軟體面板點擊按鈕進行控制，外部觸發則是 可以由外部TTL訊號藉由背面“TRIG IN” BNC接頭送入相機進行觸發。
有別於高速攝影機的高速攝影功能，彩色攝影機提供了較高的色彩 解析拍攝，所採用的彩色攝影機為cooke公司生產的PCO pixelfly QE，可 拍攝24位元彩色圖檔，以提供較為細緻的彩色影像。
PCO pixelfly QE控制部份為使用CamWare v2.21軟體進行控制。因為 相機是採1392 pixels (H) × 1024 pixels (V)全幅拍攝，拍攝頻率由軟體鎖 定。只能由軟體介面調整曝光時間、拍攝模式及觸發方式等參數。相機 連續拍攝模式也分成內部觸發及外部觸發，在內部觸發的條件下，相機 內部會參照不同曝光時間及CCD讀取時間(CCD readout time)來調整拍攝 速率。拍攝速率最高為12 fps (0.005 ms曝光時間)，如曝光時間增加至最 長曝光時間65.5 ms時，拍攝速率則會降到7 fps。而外部觸發則是將外部 TTL訊號送入電腦主機上的相機介面控制卡，即可對相機快門進行同步。 然而受到相機內部延遲的影響，快門開啟時間與觸發時間會有10 ~ 20 s延遲。而在拍攝靜止畫面，則可由軟體直接擷取單張畫面進行儲存。 因為高速火焰傳遞的拍攝需求，必須以較短的曝光時間來凍結移動 中的火焰或流場。隨著曝光時間縮短，必須提高進光量來彌補擷取影像 的亮度。所以實驗中採用Nikon F1.4 35 mm大光圈定焦鏡頭來做為高速拍 攝用途，或採用較高放大倍率Nikkon F2.8 105 mm微距鏡。由於相機鏡頭
