鈍體燃燒器冷態流場之研究

鈍體燃燒器冷態流場之研究

王焜潔 黃暉嚴

嶺東技術學院資管系

摘 要

本研究使用雷射都卜勒測速儀並配合折射率配合法，對一軸對稱鈍體燃燒 器之冷態流場進行量測，探討在不同中心噴流與外環噴流之燃氣對空氣流動量 比下諸流場之特性，同時並完整取得一般實驗方法無法獲得之噴流入口及近壁 區 流 場 之 細 部 物 理 變 量 。 實 驗 結 果 發 現 當 噴 流 動 量 比 由 低 改 變 至 高 時 (MR=0.15,0.58,1.4)，鈍體燃燒器分別對應產生三種不同流場型態：(1)外環主導 噴流，(2)非單一主導之混合噴流，(3)中心主導噴流等。此三種型態之流場在 鈍體表面之迴流區內皆有兩個漩渦，而在前、後停滯點附近及噴流邊界之剪力 層有較大之擾動速度、紊流動能及雷諾剪應力分佈。隨著動量比之增大，迴流 區渦漩之形狀、大小、位置皆會隨之改變；而擾動速度、紊流動能則具相似之 變化趨勢且亦隨動量比之增大而增大；但最特殊的是雷諾剪應力並未隨動量 比之改變而改變，而是當動量比居中間值時(MR=0.58)流場具最大之雷諾剪應 力。

關鍵詞：鈍體燃燒器、雷射都卜勒測速儀、折射率配合法。

STUDIES ON THE COLD FLOW OF A BLUFF-BODY COMBUSTOR

Kun-Chieh Wang Huei-Yan Hwang Department of Information Management,

Ling Tung College, Taichung, Taiwan 408, R.O.C.

Key Words: bluff-body combustor, LDV, refractive index matching.

ABSTRACT

Laser Doppler velocimetry, coupled with refractive index matching, were used to measure some important fluctuation statistics for the cold flow of an axis-symmetrical bluff-body combustor. Detailed characteristics of the flow were obtained for different momentum ratios, especially at the entrance and near-wall regions where conventional measurement apparatus failed because of disturbing the flow field. Results show that, as the momentum ratio increases ( MR =0.15,0.58,1.4), three different flow patterns are found:(1) Jet flow with outer-ring flow dominating, (2) Mixed-type jet flow, (3) Jet flow with center flow dominating. Around the stagnation zone and the shear layers adjacent to the jet flow, the velocity fluctuation, turbulent kinetic energy, and Reynolds stress all have larger values than in other areas. As the momentum ratio changes, the shapes, sizes, and locations of all separating bubbles change significantly. Similar

工業應用上，一良好之燃燒器必須具備高安全性、高 燃燒效率、燃燒穩定、低污染性等特點。鈍體燃燒器即是 具備上述優點之燃燒器，此燃燒器產生一種擴散火焰 (diffusion flame)，不會像預混火焰(premixed flame)一樣有 火焰回燒(flash back)之危險，因此較安全。而鈍體之存在，

能在高速流場中於其表面提供一低速迴流區，此使得燃氣 與空氣能充分地混合，並使燃燒產物回流，與新鮮空氣及 燃料再混合達到延續及完全燃燒之目的；另一方面可降低 火焰高溫區之溫度，減少 NOX之產生以符合環保之需求，

迴流區之存在能使火焰之穩定範圍較噴流火焰高出許多 [1-3]，因此鈍體燃燒器在工業界佔有極重要之地位，典型 之鈍體燃燒器如圖 1。

過往，已有非常多之學者專家對鈍體火焰做視流法和 速度、溫度及濃度之量測研究。1980 年美國空軍航空推進 實 驗 室 (AFAPL) 開 始 研 究 非 預 混 火 焰 之 鈍 體 燃 燒 器 ， Roquemore 等人[4]以傳統之攝影術及探測儀器研究其穩定 性和燃燒效率，並觀察火焰形狀。Lightman 等人[5]以一維 LDV 對不同燃氣/空氣流率之鈍體火焰流場量測其中心線 上前後停滯點之平均位置，並建立此位置與流量之變化關 係。以上僅量測時間平均流場，然而鈍體火焰流場量卻是 時變的。Roquemore 等人[6]以高速攝影機及光譜儀觀測此 時變場之火焰，發現火焰在迴流區下游出現大型、不可分 離之週期性火球。Magill 等人[7]以 LDV 及亮度監視器同 時觀測火焰傳播與不可燃氣之速度並不相同。Roquemore 等人[8]以高速攝影機觀察火焰在鈍體後方近尾流區之渦 旋釋放現象。Roquemore 等人[9]在鈍體燃燒器中加入四氯 化鈦蒸氣為散射光介質，以二維雷射光切面進行流場可視 化觀測，將火焰流場依燃氣/空氣速度比分為三種型態。

Xian 和 Tankin[10]以雙色光束 LDV 對鈍體火焰之冷熱流場 作全場之速度量測，發現冷熱流場結構明顯不同但具相同 趨勢。Chen 等人[11]以 LDV 對鈍體火焰與漩渦火焰進行 量測，研究其火焰結構、環流渦旋與燃空動量比之關係。

Xu 等人[12]利用 3D 之 PDA 量測一洞穴式鈍體燃燒器出 口流場之平均及擾動速度及紊流特性。Poppe 等人[13]研究 利用震盪可減少鈍體燃燒火焰氧化氮之釋放。Dally 和 Masri[14]利用 Raman/Rayleigh LIF 技術量測軸對稱鈍體

量測紊流非預混鈍體火焰之 CO 質量分率。

然而，當利用 LDV 量測速度時，必須讓光束能直接 聚焦於流場內以獲得都卜勒訊號，而一般之燃燒器均為密 閉式或為有罩的，故在量測流場時，必須在待測區加裝透 明視窗，以利光束穿透並聚焦。然而當光束穿透視窗射入 流場時，因空氣、視窗介質、燃氣、燃燒產物之折射率不 盡相同，此使得光之行徑發生改變。而隨著光束入射視窗 之角度之改變及介面曲率之不同，此亦會造成量測位置及 方向之非線性改變。以上種種均會造成量測之錯誤；此外 如噴流入口處及近壁處亦因光束無法穿透而無法量測。

據此吾人深知，由於折射率之不一致與障礙物之存 在，造成 LDV 在量測上有許多死角與困難，許多學者便 提出改良方法。Moon 和 Rudinger[18] 及 Koubaridis [19] 以 玻璃板崁在圓管上以量測玻璃板內之流場。此法適用於圓 管管徑較大者，優點乃便宜，缺點乃仍有量測死角且易碎。

而 Freeman [20] 、Millan 等人[21] 及 Szczepura [22] 將圓 管浸入矩形之透明箱中，在矩形箱與圓管間充滿水，而工 作流體亦為水，期以折射率近似之方法來改善光束之偏 折，以減少量測誤差。優點是機構簡單便宜，缺點是仍有 量測死角與誤差。Durrett 等人[23]、Ritterbach 等人[24]、

及 Gould 和 Thompson[25] 利用解析光束追蹤法，設計兩 個平凹柱狀透鏡，將此透鏡置於 LDV 傳輸元件與圓管及 圓管與接受元件之間以修正光束之光程，但在接近上下壁 處因光束入射角大於臨界角而無法穿入而且構造複雜。為 再改進以上缺失，Dybbs 和 Edwards [26]、Durst 等人 [27,28]、Liu 等人[29] 將圓管浸於矩形箱中，因光束通過 之所有介質均具相同之折射率，故光束不會偏折，量測範 圍可達 100%。

綜合上述文獻可知，對於鈍體燃燒器火燄之速度場，

尤其是燃燒器近壁處及障礙物四周近壁處，並未有一完整 之量測與探討；此外，對於入口狀況之量測與描述則幾乎 全無。故而本研究擬利用折射率配合法於雷射都卜勒測速 儀對鈍體燃燒器之冷態流場做細部且完整之量測並取得入 口狀況之完整資料，以深入了解流場之物理現象；一方面 可做為進一步研究燃燒熱流場之基礎，二方面可提供發展 新紊流模式建模所需之數據資料。

圖 1 鈍體燃燒器示意圖

圖 2 二維光纖式雙光束前向散射式 LDV 系統

二、實驗設備與方法

1. 實驗設備

(一) LDV 量測系統

本研究所探討之鈍體燃燒器如圖 1 所示。本實驗使用 TSI 公司製造之二維光纖式 LDV 雙光束前向散射速度 量測系統，如圖 2 所示。所採用之光源為 2Watt 之氬

圖 3 封閉式油洞迴路系統

氣離子雷射，此雷射光經由分光系統及 Bragg cell 可 將雷射光轉換成三色共六道之雷射光，其中三道雷射 光未頻移，另三道雷射光有頻移。頻移範圍在 2~10Hz 之間。本研究為二維問題，故只使用四束光。此四束 光經光線連結器導入可保存極性之光纖中，再傳送至 探頭，最後經由透鏡聚焦於一點。經由此一系統所建 立之量測點，其體積為 0.00998mm³，共 31 條干涉條 紋。流場中之微粒子散射之都卜勒訊號由測試段之另 一側之接受器接收，之後引入光電倍增器放大，再送 至計數型信號處理器處理。所使用之計時器，其解析 度為 1ns。為便於觀察都卜勒頻移光訊號及過濾雜訊，

另加裝示波器。最後，處理過之數據傳送至 PC 以作 後續輸出處理。

本套 LDV 量測系統使用前先以直徑 10cm 之圓盤做速 度校正，量測值與真實值相差 0.15%，誤差在允許範 圍內。

(二) 封閉式油洞迴路

本實驗採如圖 3 所示之閉迴路油洞系統，此系統包括 儲油槽、油泵、冷凍機、分支管路等設備，主要作用 為提供穩定之噴流並控制工作流體於恆溫狀態。儲油 槽為一半徑 65cm，高 140cm，夾層包覆隔熱物質之不 銹鋼桶，具 3 支 2KW 之加熱棒，溫控由冷卻器配合 PID 控制器完成。實驗最大流量約 200 l/min.，相當於 Re=35000，總水頭損失為 0.81 hp，故本研究採用輸出 功率 2hp，出口流量 500 l/min.之離心式泵，揚程為 10cm，足符各種量測狀況所需。冷凍機購自德儀公 司，包括全自動 PID 演算控制器、1.5hp 壓縮機、4kW 電熱絲；可控制溫度在-20℃~80℃。油泵輸出之工作 流體送至主管路及旁通管路，主管路流體流量使用閥 門以控制並以流量計度量之；流量計之後流體又分兩 道，一為主、一為輔，輔管路裝有 10µm 篩孔之過濾 器，工作流體之雜質可藉此濾除；主管路再分成兩道，

其一流經不銹鋼直管至測試段之鈍體噴嘴出口以模擬

圖 4 外環噴流之入口狀況(MR=0.58)

燃氣噴流，另一則經過漸擴段、蜂巢整流段、收縮段、

測試段以模擬空氣噴流。測試段可分為兩部份，其一 為燃燒器外罩，乃壓克力方柱加工而成，外形為四個 平面，內部則分為多段，置放鈍體之直管段、漸擴段、

突擴段；另一為自整流段延伸出來之鈍體。測試段壓 克力外罩在加工時一般會有應力集中之現象，此將使 得透明壓克力固體結構之折射率互不相同，為避免此 情形發生，壓克力外罩須做退火(annealing)處理，可 使應力集中及氣泡情形大幅改善；此外因壓克力在加 工部位透光性會變得很差，故施以拋光處理。在測試 段之後漸縮成一直管，並將工作流體送回儲油槽。

(三) 工作流體

由於測試段使用之材質為壓克力，因此工作流體之折 射率必須與壓克力同，但目前並無法找到任何一種流 體其折射率與壓克力完全一致，故本研究選用兩種液 體以調配出與壓克力相當之折射率，選用之液體為 (1)oil of turpentine (68.2%)；(2)tertraline(31.8%)，此混 合液具密度 894kg/m³、運動粘滯性 1.598St。在調配折 射率時由於無任何儀器設備可量測固體壓克力之折射 率，故採用下述方法以獲得。首先，因一般固體壓克 力之折射率約在 1.48~1.49 之間，故先調配某一適當 比例之工作流體使具此間之約略值，將其倒入一透明 且乾淨之容器中，以雷射光穿透之，再檢視其於目標 物之偏折情形；接著以同樣方式將雷射光經壓克力外 罩穿透之，再檢視其於目標物之偏折情形，比較兩者

圖 5 中心噴流之入口狀況(MR=0.58)

之偏折狀況，若有差異，則調整液體之混合比例或溫 度直到一致之偏折情形出現為止。

2. 實驗狀況

由 Roquemore 等人[9]研究發現，鈍體燃燒器流場依中 心噴流與外環噴流之動量比( MR )之不同可分為外環主導 噴流、非單一主導之混合噴流、中心主導噴流等三種。本 實驗採固定外環之噴流量為 90 l/min.，設定中心之噴流速 度為：uc=0.37m/s，u_c =1.42 m/s，u_c =3.42m/s，此相當於 Rec =700 ， Rec =2600 ， Rec =6300 ， 對 應 之 動 量 比 為 MR=0.15，MR=0.58，MR=1.4，此恰為前述三種典型噴流。

而阻塞比則設定為 BR=0.27，工作流體之溫度維持在 29

±

℃，平均一個流場約 1200 個量測點，每一量測點之量測值 為 2048 個取樣之平均值。外環噴流在不同 MR 下之入口狀 況，包括入口之紊流平均速度、紊流擾動速度，雷諾剪應 力，及紊流動能，均完整量測得到；當 MR=0.58 時入口之 狀況示之於圖 4。而中心噴流在不同 MR=下入口之紊流平 均速度、紊流擾動速度，雷諾剪應力，及紊流動能，亦均 完整量測得到，而當 MR=0.58 時量測之結果如圖 5 所示。

3. 對稱性與重複性

針對鈍體表面 0.5 個直徑處量測其速度分怖，由量得 之速度剖面顯示，中心軸兩側對應位置之誤差不超過 5%，

表示對稱性良好。而在不同日期於環形噴流管道所量測得 之軸向速度剖面顯示最大差異不超過 3%，表示重覆良好。

圖 6 全場平均速度向量及軸向速度分佈圖 (MR=0.15，MR=0.58，MR=1.4)

由不準度分析[30]之結果顯示，雷諾數、軸向擾動速度、

徑向擾動速度、雷諾剪應力及紊流動能之不準度分別為 2.38%、6.1%、6.1%、6.1%及 4%。

三、結果與討論

本研究主要考慮為在不同噴流動量比(MR)下，所形成 之鈍體燃燒器之冷態流場型態變化，對全場重要紊流變數 做細部量測，包括有軸向及徑向擾動速度、紊流動能及雷 諾剪應力，結果討論如下。

1. 平均速度

當 MR=0.15 時量測所得速度向量及對應之軸向速度 分佈如圖 6，流場明顯地為外環噴流主導型，迴流區之範 圍自鈍體表面延伸至 1.1 倍鈍體直徑長，由外環噴流主導 形成一封閉體。在迴流區內有兩個互為反向旋轉之渦旋，

其中一個較小之渦旋緊鄰中心噴流做順時針方向旋轉，即 圖中渦旋 C，中心位於 X=0.262BD, Y=0.174BD。另一較大 之渦旋，即圖中渦旋 A，中心位於 X=0.698BD, Y=0.36BD。

渦漩 C 形成之原因為由於中心噴流之動量小於外環噴流，

中心噴流在 X=0.407BD 處受到外環噴流之逆流衝擊而致速 度漸減至零，同時因外環渦旋之吸捲作用，致其向外及向 上流至鈍體表面處，接著部分流體被渦旋 A 帶走，部分流 體被新噴出之中心噴流吸捲而成渦旋 C。而渦旋 A 之形成 乃是因外環噴流自環形流道噴出後，由於流場突張及阻滯 作用，外環噴流擴散至鈍體表面，部分流體在距鈍體表面 1.105BD 處迴轉形成一封閉的低速迴流區，此區流體由於 遇上由中心噴出之噴流，故在中心線互衝擊進而轉向上游 外側，當至鈍體表面之迴流區邊緣處，因被高動量之外環 噴流吸引而再折返下游形成渦旋 A。

當 MR=0.58 時，渦旋 C 之形狀由 MR=0.15 時之短橢 圓形變化為現今之葫蘆形，上半部瘦長、下半部圓胖，幾 乎 佔 據 整 個 鈍 體 表 面 ， 中 心 則 移 轉 至 X = 0 . 2 9 1 B D ,

圖 7 軸向及徑向擾動速度力分佈圖 (MR=0.15，MR =0.58，MR =1.4)

圖 8 全場紊流動能分佈 (MR =0.15，MR =0.58，MR =1.4)

Y=0.233BD 處；而渦旋 A 在靠近 C 之側部受到渦旋 C 頂端 之擠壓而向渦旋內部收縮，當外環噴流在停滯點轉向並流 回上游時必須以更大之角度向外側流動，故而繞過 C 之頂 部，最後其中心移轉至 X=0.698BD, Y=0.407BD 處，形狀變 得更為狹長。

當 MR =1.4 時，流場為中心噴流主導型，中心之噴流

已有足夠之動能衝出外環噴流所形成之迴流區域之包圍，

並與外環噴流在迴流區下游直接混合，此時中心線上已無 負值之軸向速度，即兩個停滯點均已消失。中心噴流所形 成之渦旋變得瘦長，貼著中心噴流之邊界順時針方向旋 轉，其旋轉中心移至 X=0.291BD，Y=0.145BD 之位置。而 外環噴流所驅使之渦漩 A，因中心噴流在迴流區內完全佔

圖 9 軸向雷諾剪應力分佈圖 (MR=0.15，MR =0.58，MR =1.4)

據了中心線及附近區域，其渦旋頂端被排擠向外，旋轉中 心移至 X=0.669BD，Y=0.378BD 之位置；但由於渦旋 C 變 得狹長，相對地渦漩 A 之底部範圍增大，其形狀變為規則 之長橢圓形，與鉛垂線傾斜約 17°之逆時針方向。相較於 MR=0.15 及 MR=0.58，其迴流區長度減少約 0.116BD。以 上結果與 Roquemore 等人[9]觀察所得相同。至於不同 MR 下軸向平均速度分佈則示之於圖 6 下半部，由圖可看出，

在近壁處及渦漩邊緣較大之剪應力及明顯之速度梯度，且 迴流區內有負向速度；當 MR 增加時，速度梯度及負向速 度均隨之增加。

2. 擾動速度

圖 7 所示為當不同 MR 下之軸向及徑向擾動速度在各 剖面之變化圖。整體而言，軸向擾動速度比徑向者大；愈 往上游，擾動速度愈大。當 MR=0.15 時，圖中顯示，在中 心噴流邊界及迴流區邊緣處存有速度梯度極大之剪力層，

軸及徑向擾動速度在此處皆有峰值，隨後逐漸減少；在中 心線上，軸向擾動速度於 X=0.407BD 處之前停滯點可形成 峰值，隨後逐漸減少，接著在後停滯點處出現另一個峰值，

而徑向擾動速度亦顯示相同分佈趨勢。當 MR=0.58 時，隨 著中心噴流流速增加，迴流區內擾動速度亦增加，愈往下 游，擾動速度隨之愈形增大，在速度梯度極大之剪力層，

軸及徑向擾動速度在此處皆有峰值，尤以軸向擾動速度為

甚，隨後逐漸平緩。在中心線上，軸及徑向擾動速度皆逐 漸向下游方向遞增；前停滯點與後停滯點附近因噴流在此 轉向且有流動振盪之現象，導致軸及徑向擾動速度於此有 極大值，愈往停滯點下游則擾動速度逐漸縮小。當 MR=1.4 時，由於中心噴流流速增大，雷諾數由 2600 (MR=0.15)增 至 6300(MR=1.4)，致迴流區之擾動速度亦隨之增大。此時 由於中心噴流邊界之速度梯度極大，軸向擾動速度在各剖 面剪力層之位置皆有極大值；相較之下，外環噴流邊界層 之剪力層雖亦有峰值出現，但仍不及中心噴流邊界處；愈 往下游，隨著平均速度分佈之平整化，擾動速度亦漸趨平 緩。

3. 紊流動能

圖 8 為不同 MR 下紊流動能之分佈圖。在鈍體表面及 迴流區外之外環噴流處，紊流動能有最小值。愈往下游，

由於渦旋之間之相互糾葛作用，流場愈趨紊亂，紊流動能 愈來愈大；在外環噴流之剪力層及後停滯點附近出現最大 之紊流動能，其次為前停滯點附近。迴流區下游，紊流動 能呈現逐漸衰減。當 MR 漸增時，明顯地，整體流場之紊 流動能分佈值隨動量比之增加而增加。不同動量比下紊流 動能之最大與最小值發生處與分佈趨勢與 MR=0.15 者在定 性上一致。

心線靠近。在 X=1.105BD 下游開始，雷諾剪應力幾乎全部 為負值，此表示後停滯點下游之動量傳遞乃由外環噴流朝 向中心線，且愈來愈小。隨著動量比之增加，雷諾剪應力 呈顯著之增加。當 MR=0.58 時；其趨勢與 MR=0.15 時相似，

在中心噴流邊界有一正之極大值，而外環噴流有一負之極 值。與 MR=0.15 不同的是愈往下游雷諾剪應力愈形增大，

且 中 心 噴 流 在 徑 向 做 向 外 傳 遞 動 量 ， 一 直 持 續 至 X=1.407BD。當動量比增大至 MR=1.4 時，在中央噴流之雷 諾剪應力之分佈並未如紊流動能般會隨之增大，反而愈來 愈減小。沿中心噴流邊界約 X=0.116~0.064BD 處有最大之 向外徑向動量傳遞。

綜合而言，雷諾剪應力並不隨著動量比之增加而增 大。在本研究中之三種動量比所對應之流場，以 MR=0.58 之非單一主導混合噴流型態下，反而具最大之 vu′ ′分佈，

使流場有較佳之傳遞效果，此顯示對一鈍體燃燒器而言，

在燃氣與空氣動量相近時會有最佳之混合效果。

四、結 論

本研究利用折射率配合法於雷射都卜勒測速儀量測具 曲率介面之鈍體燃燒器之內冷流場，避免以往因折射率不 一致而引發之錯誤與困難。研究結果不但獲得當鈍體燃燒 器在不同動量比之情形下，其流場之詳細型態與各種重要 時間平均紊流擾動物理量，更呈現完整之噴流入口細部行 為，以提供紊流計算者修改模型所需，實驗結果可歸納如 下。

1. 動量比之改變對迴流區有明顯之影響。當 MR=0.15 時，

流動型態為外環主導噴流，此時外環渦旋幾乎佔滿整個 迴流區，中心噴流造成之渦旋在中心出口處附近旋轉。

當 MR=0.58 時，流動型態為非單一主導之混合噴流，此 時中心噴流明顯地向下游成長，而外環渦旋則相對地減 小且逐漸地被擠離中心線。當 MR=1.4 時，流動型態為 中心主導噴流，此時迴流區長度縮短，中心噴流渦旋變 得瘦長，外環渦旋則完全被擠離中心線。

2. 擾動速度在噴流邊界之剪力層與停滯點附近皆出現較大

時，雷諾剪應力分佈反而減小。因雷諾剪應力分佈為流 場燃料與空氣混合動量傳遞之優劣指標，當 MR=0.58 時 之非單一主導混合噴流情形有最佳之混合效果，此現象 非常特殊，值得注意。

符號索引

ASP 前停滯點 BD 鈍體直徑長

BR 阻塞比，BR=(D²−d²)/(D_a²−d²) d 中心噴流噴嘴內徑

D 鈍體直徑

Da 外環噴流出口外徑 FSP 後停滯點

k 紊流動能，k=0.75(u′²+v′²) MR 燃氣空氣動量比，MR=u_c/u_a Rea 外環噴流雷諾數，Re_a=u_aD/ν Re_c 中心線雷諾數，Re_c=u_cd/ν u 軸向平均速度

u_a 周圍空氣噴流入口截面軸向平均速度 uc 中心燃料噴流入口截面軸向平均速度 v 徑向平均速度

va 空氣運動黏度 v_c 燃料運動黏度 X 軸向座標 Y 徑向座標

u′2 軸向擾動動能 v′2 徑向擾動動能 v′ 徑向擾動速度

v

u′ ′ 雷諾剪應力

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2004 年 02 月 27 日 收稿 2004 年 03 月 06 日 初審 2005 年 04 月 28 日 複審 2005 年 06 月 13 日 接受