双旋流火焰不稳定性模态转换

徐欣宇，王 平，姜霖松，李伟超，曾海翔，何祖强，Prashant Shrotriya

双旋流火焰不稳定性模态转换

徐欣宇，王 平，姜霖松，李伟超，曾海翔，何祖强，Prashant Shrotriya

(江苏大学能源研究院，镇江 212013)

采用DTF燃烧模型通过大涡模拟(LES)对本课题组设计的燃烧室中甲烷/空气贫燃预混旋流火焰的燃烧不稳定性模态转换现象进行了研究．通过计算不同当量比的燃烧状况，在当量比渐增到0.9附近时，发现火焰结构出现明显变化，火焰模态从M型转换为V型．对此过程计算的数据进行后处理，分析其前后各自温度场，平均轴向、径向燃烧室内速度分布，取分别为5mm、15mm、25mm、40mm、60mm处轴向和径向脉动速度，采用准则方法，POD方法分析流场中的涡旋结构，从而分析其燃烧不稳定性和影响火焰结构的主要因素．发现模态转换前平均火焰为“M”型，转换后为“V”型，V型火焰是一种更为稳定的火焰结构，火焰模态的转换受内、外剪切层位置的直接影响并与涡脱落模式有重要关系．

燃烧不稳定性；旋流火焰；模态转换；Q准则；正交分解

近些年来国内外关于严格控制污染排放的法律法规不断出台，日益严格的排放要求迫使燃气轮机燃烧室的设计指标不止是先前的单纯追求高效率，而是逐渐转变为高性能、低污染．各国开展低污染技术的研究，贫燃预混燃烧作为一种清洁的燃烧方式，是在燃烧中提供高出所需的空气量，可以有效降低氮氧化物、未完全燃烧碳氢化合物以及一氧化碳的排放量，被广泛应用于燃气轮机等燃烧系统中[1]．但在贫燃预混燃烧中，常会发生燃烧的静态不稳定和动态不稳 定[2]．旋流器因为可以在一定程度上用来稳定火焰，得到了广泛的应用，在贫燃预混燃烧中，旋流入流和中心钝体是普遍采用的稳焰手段．在燃烧室的上游位置处，旋流入流可以提供一个中心回流区来作为良好的混合区域．中心回流区同时可以用于调整火焰的长度、燃烧强度和稳定性．

在旋流燃烧中，火焰结构受旋流数、燃烧室尺寸、化学当量比、雷诺数、预热温度等多方面的影响．Taamallah等[3]在研究中发现火焰结构主要分为以下4种：柱状管状火焰Ⅰ，气泡柱状火焰Ⅱ，沿内剪切层稳定的单锥火焰Ⅲ，由内外剪切层共同稳定的双锥火焰Ⅳ，如图1所示．

Taamallah等[4]利用PIV对这4种火焰结构的平均流场进行了研究，发现这些火焰之间的回流区结构和流动动力学发生了变化．管状火焰的特征是一个开放的内部再循环区或中心涡核，在燃烧室中心轴线周围有连贯的进动现象，表明这是一种不对称的锥涡破碎类型．在这些火焰结构中火焰结构Ⅲ和Ⅳ以及它们中间转变的原因更值得研究．原因主要有：它们是更稳定的火焰，并且这两种状态下不容易出现贫燃吹熄现象；这一转变与燃烧室中热声振荡[5]的开始有关．根据它们的几何形态结构，在一些研究中将火焰结构Ⅲ命名为V型火焰，火焰结构Ⅳ命名为M型火焰．

在研究氢气添加的影响中，Kim等[6]也发现随着氢含量的增加，火焰锋沿外部回流区和外剪切层传播的倾向增加．他们定性推测，这一效应是由于添加氢使得火焰传播速度更快，以及增强了对熄灭的抵抗力.此外，他们发现当量比和氢含量的不同组合可以形成相似的火焰形状．Guiberti 等[7]研究了氢对热声稳定燃烧的影响，以定量的方式证实了上述发现. Guiberti等[7]通过从PLIF图像中提取OH信号，量化了外部回流区中存在火焰的概率．他们发现氢的加入增加了M型火焰(沿内外剪切层稳定的火焰)的可能性．

其他的研究主要集中在研究来流条件和燃烧室几何形状对不同火焰宏观结构及其过渡点的影响. Foley等[8]通过改变雷诺数(84000～170000)和旋流数(采用叶片角为37°和45°的轴向旋流器)分析了流动条件对火焰Ⅲ和Ⅳ过渡的影响．滞后现象使得火焰Ⅲ到Ⅳ的过渡点比火焰Ⅳ到Ⅲ的过渡点需要更高的当量比．迟滞区的范围显示取决于流动条件．虽然对旋流数的灵敏度相对较弱，但在较高的旋流时，需要较高的当量比才能在外部回流区/外剪切层中建立火焰．这种行为是“反直觉的”，因为增加旋流数通常被认为有稳定火焰的作用，而且旋流对火焰稳定的作用是复杂的，需要进一步的分析．雷诺数对火焰形状转换的影响更为直接；与进气管道雷诺数的关系更为直观，这是基于外界剪切层中较高的应变率会阻碍火焰在较低当量比时稳定在该位置的普遍猜想．

Taamallah 基于前人工作，研究火焰在典型旋流稳定燃烧室外回流区出现的机理及其主导动力学，并通过研究解释不同工况(如燃料成分、雷诺数和涡流数以及热边界条件)对这种过渡及其主导动力学的影响，最后提出其发生的预测标准．其使用OH-PLIF测量发现火焰最初沿着内剪切层稳定之后被带入外部回流区，分离的反应内核导致它点燃．这个火焰内核是最初堆积在外部回流区中的反应物所形成的着火源．在火焰转变起始对应的临界当量比时，可以成功点燃整个外部回流区反应物区域．在临界当量比以下，其证明了火焰核偶尔仍能达到外部回流区，但总是无法进一步发展．从火焰Ⅲ过渡到火焰Ⅳ的主要动力之一是火焰间接的旋转由方位角外部回流区的平流导致，这种运动可以用一个同时考虑涡流和进口体积速率影响的涡旋Strouhal数来描述．研究中证明了这种转变与外部回流区边界处的热损失水平无关，它是由熄灭应变率和外部回流区中火焰旋转频率之间的平衡所控制的．对于不同的工况条件(雷诺数、当量比等)，当化学反应足够快时，火焰能够在外部回流区中存在，点燃它并最终稳定在外剪切层上.在外部回流区中循环的反应物的突然和间歇点火导致总体放热速率的大波动，这是转变的主要后果之一.这表明，这种变化是导致热声不稳定性的潜在机制.

由以上学者研究可以看出，火焰结构的变化是导致燃烧不稳定性和耦合振荡的重要因素．而涡脱落、角回流区、释热面的变化等都是可能导致火焰结构产生变化的原因，下文中也将结合具体模拟计算工况进行分析研究．

为了对火焰的燃烧不稳定性模态转换进行深入研究，本文对本课题组自行设计的双级轴向旋流燃烧器采用DTF模型进行了大涡模拟，研究了不同当量比对燃烧不稳定性的影响．并捕捉到在当量比为0.9附近出现火焰形状从M型到V型的模态转换，采用准则，Tecplot360中数据后处理功能，POD(本征正交分解)方法对M型，V型以及其中间转换过程进行深入分析，找出与其有关的因素．

1 方法

1.1 DTF模型介绍

DTF火焰增厚模型是在人为增厚火焰(artificial thickened-flame，ATF)模型的思想的基础上通过优化改进而得到的．火焰的厚度在常温常压下处于0.1～0.5mm的范围，而燃烧化学反应是一个剧烈变化及伴随着放热的过程，在如此薄的火焰面内发生时，CO2、CO、H2O等组分及、等参数均会受到影响发生巨大变化．因此若想得到准确的模拟结果，准确捕捉和描述燃烧过程中出现的组分变化情况，对网格尺度的要求就是在火焰面内沿法线方向上需要覆盖10个网格点以上，即使按火焰厚度区间最大值0.5mm来估算，所选取的网格尺寸应该小于0.05mm．而通常0.5mm网格在LES中已经是比较细的网格，其网格尺度是0.05mm的10倍不能直接精确在燃烧过程中描述火焰结构，而进一步细化网格则会导致计算量的增大．Butler等[9]针对这一问题开发出火焰增厚模型，主要思想为在模拟计算过程中修改化学反应速率指前因子常数和热扩散系数，人为使火焰的厚度增厚到可被LES网格尺度求解的程度．此方法缺陷在于火焰的厚度改变后火焰的数(表征湍流时间与化学反应时间之比的无量纲数)会变为原值的分之一，数的改变会使得火焰与湍流的相互作用关系出现变化，具体表现为：火焰面运动变化过程中对于湍流流场的扰动作用的影响变得不敏感，相反的对火焰面的拉伸效应方面则变得更为敏感．并且火焰的增厚改变了分子输运与化学反应之间的相互作用关系，使得在模拟中有关化学反应燃烧放热对湍流场影响的结果的精度和准确性降低，见表1．为解决和优化这些缺陷，Colin等[10]利用直接数值模拟系统性分析了流场中火焰与涡旋的相互作用，并提出提出了褶皱效能函数的概念．

表1 火焰各参数在增厚前后的对比

Legier等[11]、Kuenne等[12]及张科等[13]认为仅在火焰面位置处进行增厚有助于提高模型的计算精确性，因为假如全局增厚会使得流场的物理特性出现改变，其处理办法为引入火焰面探测函数来在流体域中捕获火焰面的位置，增厚因子变为一个动态可调整的值，仅在火焰面位置处进行增厚，而在远离火焰区域处增厚因子被平滑过渡为1．新加入的动态增厚因子dyn表达式如下：

表2 常用的探测函数及激活函数

Tab.2 Commonly used detection functions and activation functions

1.2 燃烧室介绍

本文LES模拟计算以及实验PIV测量所使用的均为自主设计的双旋流燃烧平台装置，图2所示为其几何结构平面示意．装置基本构成包含：进气管道、旋流器、燃烧室和尾气出口等．其具体几何尺寸如图2所示．预混气通过内外管道分别经过旋流器作用后，形成有切向速度的旋转入流进入燃烧室内部．燃烧室在设计上采用的4个不锈钢支柱支撑，四周用石英玻璃进行密封，并且为实验测量需要在一个不锈钢支柱上开两个孔．目的是为了安装仪器用于燃烧过程中采集测量燃烧室内所需要空间位置点处的温度分布以及压力分布，若不需要使用则需将两口堵住防止漏气影响流场结果．

通过在进气管道末端，燃烧室入口前安装旋流器来达到旋流的状态．双级轴向旋流器如图3所示，此旋流器为同向旋流器，内外旋流叶片保持一致的旋转角度，其结构形式为扭曲叶片轴向式，采用叶片绕中心线的螺旋角度来定义其扭曲程度．此旋流器中叶片螺旋线角度为120°，8个叶片组成，每个叶片的厚度均为0.6mm，此为3D打印的最小精度．旋流器固定在双同心管道和燃烧室之间，中心钝体为直径2mm.

图2 双旋流燃烧器装置平面图(单位：mm)

图3 叶片扭转120°角及中心钝体为2mm的同向双旋流器结构

1.3 网格设置介绍

本文模拟采用的网格为分块化的结构网格，主要考虑的是以下原因：一是可以有效降低网格的数量，在重点区域比如旋流器以及燃烧室上游火焰燃烧部位对网格进行加密，利于得到更为准确的旋流区域以及火焰燃烧位置处的流场，而在次要区域则对网格要求没有那么高，减少这些位置处网格利于提高计算速度；二是分块的结构网格相比于整体用非结构网格可以得到较高的网格质量．整个燃烧室网格分为入流管道、旋流器、燃烧室和尾部四块生成，通过3个交界面(interface)将其融合在一起，见图4．

为了同时兼顾计算结果的准确性以及模拟计算的速度和经济可行性，本文采用大涡模拟方法验证网格的无关性，给出了100万、350万、650万的3种不同网格数量的结构化网格，计算了同样一种工况，初始条件和边界条件都保持一致．使用PIV设备在实验室测量了同种工况下的速度流场，并将实验与模拟结果进行比较验证，见图5．

图4 流体域的ICEM 网格划分示意

红色、蓝色和绿色曲线分别对应100万、350万以及650万的网格，黑色曲线则对应相应位置直线处在实验室中所测得的数据．可以看出350万和650万网格在平均径向速度以及轴向速度上几乎吻合，两者结果与实验值相比比较接近，唯一有误差地方在于正方向速度峰值上实验值略低于模拟值，但可以看出在左侧峰值处是吻合的，所以考虑此处的偏差可能在于实验测量的误差，因为流场结构是正和负对称的，显然在此基础上350万和650万模拟的结果更符合这一对称特性．另一误差位置处在旋流器出口位置，此处偏差是由于在具体工况中保持了内外管的流速相同，但由于其管径的偏差导致内外管流速不同，所以在离开旋流器进入流场时，在流场的上游也就是靠近旋流器位置处会存在内外速度差引起的剪切层，所以此处模拟值与实验值略有偏差．但本文研究重点更偏重于研究火焰面及其他现象，对于火焰根部也就是此剪切层主要影响处涉及不多，所以模拟时网格能基本达到研究的要求．径向速度上350万网格及650万网格与实验结果达到吻合．综上，350万网格在有效降低计算速度的前提下在速度场的计算模拟上也达到了较好的效果．而100万网格在整体趋势上接近另外两组网格和实验结果，但是在轴向以及径向速度峰值处所则出现了明显的偏差，峰值处在流场中大概对应着中心回流区与正和负方向两个角回流区的中间间隔区域．

图5 实验测量和3种网格下同一轴向位置处的轴向速度和径向速度分布

2 结果与分析

燃烧室入口处采用的旋流器其旋流数＝0.53，内外管通入当量比为0.9的甲烷与空气预混气体，体积流量相同，因为内外流道截面积差导致内管入口处速度为10m/s，雷诺数＝7432，外管入口处速度为4.45m/s，雷诺数＝2406，为无分层有剪切燃烧情况．其径向速度分布如图6所示，可以看到当预混气经由旋流器进入燃烧室后向两侧扩张，但是在这一结构旋流器的作用下，其扩张角度并不是很大，并且因为燃烧室宽度为120mm，其预混气距离两侧壁面仍有较大距离，受两侧壁面干扰较小．可以看出在＝5mm到＝20mm处因靠近旋流器出口处表现出明显的旋流状态，此位置处的径向速度较大，并且速度呈现正负两个峰值，但速度大小一致呈现出一个对称状态．平均径向速度云图可以表明，从管道经过旋流器进入燃烧室的预混燃料达到了很好的旋流入流 状态．

图6 燃烧室内平均径向速度云图

在＝20mm左右处开始，随着气流向下游发展能量出现耗散，旋流状态出现减弱，虽然径向速度依然呈现对称状态，但是径向速度在数值上却明显减少，这是因为能量在向下游发展中出现衰减，在此位置气流以轴向速度为主．在＝80mm处往后基本消失，所以接下来对燃烧室研究的重点区域为＝80mm的上游部分．

图7为3种火焰结构下燃烧室内温度分布，通过图7分析其火焰形状，旋流火焰分为外侧附着火焰和内部的抬升火焰，当这两种火焰都存在时火焰呈现M型，随着时间的发展，首先正侧附着火焰分支逐渐消失，随后负侧附着火焰分支也紧接着消失，最后火焰形状转化为V型，并稳定存在．图7(a)、(b)、(c)分别显示的是M型火焰、中间转化过程及V型火焰这3个不同的状态．

图7 3种火焰结构下燃烧室内温度分布

图8为3种火焰结构对应的平均轴向速度分布，通过图8的变化情况来探究其中的转化原因，可以看到在中间的过渡状态下，当正侧火焰分支消失过程中其角回流区大小较先前的M型时，正侧的回流区出现了明显的增大情况，而此时负侧火焰分支还基本没有开始发生变化，其所对应的的角回流区大小也较先前变化不大．当火焰完全转变为V型时，其两侧角回流区大小相差不大．而对比中心回流区的大小，在状态a、b时，中心回流区大小相似，而状态c下，中心回流区的宽度以及高度都呈现略微的下降趋势，高度下降大概为5mm，最大宽度处缩小约为7mm．从图中可以看出，在3种火焰状态的变化过程中，应该是角回流区相比于中心回流区其变化情况更大，回流区中火焰的变化是演化过程中外部剪切层变化失稳的结果，并且局部湍流火焰燃烧速度和流场速度的平衡程度影响着火焰的稳定．

图8 3种火焰结构下燃烧室内平均轴向速度云图

判定不稳定性发生与否，火焰结构是表现流场脉动和火焰热释放的耦合中关键的一环．湍流脉动的统计结果可以由脉动速度值来反映，了解燃烧室中流场的湍流特性及燃烧室内流场的流动不稳定性可通过计算和分析脉动速度的办法．本文处理得到燃烧室内5个不同位置高度处轴向和径向脉动速度和平均速度曲线分布图，见图9和图10．为了探究火焰形状的变化与速度关系，截取的位置以火焰面位置为主，分别为5mm、15mm、25mm、40mm、60mm处，图中不同颜色的3条线也对应了之前所提到的截取的3个不同火焰形状的时间状态．对比3种状态下的脉动速度以及速度平均值，脉动速度在速度值较大处也相应变大，由于速度梯度大的地方对应于主流与周围流体交界处是剪切层位置处，这也说明了燃烧室流场中旋流强度大的地方不稳定的现象更为明显．速度峰值处在燃烧室内大概对应内外剪切层位置，随着入流向流体域下游发展，两个速度峰值的径向距离逐渐变大．因为气流在旋流的作用下，剪切层的位置随着气流的流动向外扩散，其脉动速度值随着湍流脉动的减弱出现减小．可以看出，在中心回流区以及角回流区的变化过程中主要影响的是流场中的轴向速度脉动，3种状态下不同位置处的径向速度脉动，轴向、径向速度平均值曲线基本重合，所以接下来详细比较轴向速度脉动的变化情况．对比＝25mm和＝40mm处，可以看到V型与M型火焰相比最明显的是内部剪切层位置向内移动，而外部剪切层位置向外移动，导致内外剪切层中的范围增大，火焰此时可以稳定在其中而受到两侧内外剪切层的影响较少，达到V型火焰结构．在火焰根部3种曲线径向速度脉动基本相似，但到了火焰上部M型火焰结构曲线明显不同于另外两种状态，从而可以看出M型向V型火焰结构转化过程是一个趋于火焰状态的过程，V型火焰也是相比之下更为稳定的一种状态，其稳定状态主要依靠自身而受外剪切层影响很小.

由于旋流湍流流场中包含有旋转、拉伸和膨胀等运动，十分复杂且瞬息万变．准则方法主要就是将旋转速度的变化率和应变率的大小进行比较判断的一个过程，当判断后当大于0时，说明旋转在流场流动中占主导地位，则可以判定并显示出流场中的大尺度漩涡[14-15]．为了探究流场中的涡结构对于火焰结构的影响，采用准则来对涡的结构进行识别，并以温度来进行染色，如图11所示．将内剪切层所形成的高温旋转结构定义为内涡(红色为主)，而外剪切层形成的低温旋转结构(蓝色为主)定义为外涡．可以看出不同火焰结构时的流场涡旋相差很大，随着涡旋的结构和数量的变化，火焰结构也发生了变化．在M型火焰结构向V型转化过程中，内涡从较大较完整的涡旋结构向着变小的方向发展．M型时外剪切层脱落形成的外涡很少，随着时间的推进，外剪切层涡旋脱落的不断发展，在达到V型火焰结构时形成了非常多较小的外涡均匀地围绕在内涡的外部．因为内外剪切层脱落频率不同的影响，在一定的时间发展后外涡的数量要明显多于内涡的数量．在M型火焰时，火焰结构主要受到的是高温内涡的影响，而外涡的数量导致了火焰结构向V型的转化，最终在达到的稳定V型火焰结构同时受着内外涡的作用．空间结构上也是V型火焰结构时涡旋结构在空间上更均匀和对称．由此可见火焰结构的转变与涡脱落模式有着重要的关系．

图9 3种火焰结构下位置x＝5mm，15mm，25mm，40mm，60mm处轴向速度的均方根波动值和平均值分布曲线

图10 3种火焰结构下位置x＝5mm，15mm，25mm，40mm，60mm处径向速度的均方根波动值和平均值分布曲线

图11 3种火焰结构下Q准则等值面

POD方法是提取离散数据特征的数学方法，其主要功能为将多维随机过程进行降维处理，在流场处理中可用来提取和表征非定常的拟序结构，本质是将分解的自身特征确定的基函数来表征随机量，并且基函数在每次分解过程中需要使最低模式能量占比较多[16]．分别将M型和V型火焰结构时流场状态进行了POD方法的处理，由Matlab完成，两种状态分别以0.005s为间隔取120个状态．并将分解出的各自的能量占比前3个流场模态进行了流线图的绘制处理，如图12、13所示.

由图可以看出M和V的能量占比最高的模态1主要是中心回流区和剪切层．而模态2就与模态1在流线图上几乎完全不同，主要为一些脱落的涡旋．到了模态3则是脱落涡旋在流场中的一个耗散，涡旋尺寸变小，或者破碎．下面比较M和V在不同模态下的区别．从模态1对应流线图可以看出，经过POD处理后，其V型火焰结构时的中心回流区大小非常明显地小于M型火焰结构，几乎只有一半的大小．对比剪切层M型火焰结构时剪切成流线图中表示明显，而V型火焰结构时不明显，可能是由于此时剪切层位置向远离中心回流区方向移动，剪切层大小和强度都有降低，所以经过POD能量重构后不再明显，也说明在V型火焰结构时剪切层对其的影响应该并不大，这也印证了之前的观点，即V型火焰受两侧剪切层影响较小．比较模态2，V型火焰结构时脱落的涡旋数量更多，而涡旋则是M型火焰结构时大小更大．模态3是POD分析完能量占比比较低的状态，流场比较破碎不好比较．由上可见，火焰结构也受着脱落涡旋数量大小的影响，与涡旋的脱落模式有着重要的关系．

图12 M型火焰结构POD分解流场流线

图13 V型火焰结构POD分解流场流线

3 结 论

本文采用DTF燃烧模型对当量比0.9的贫燃预混双旋流火焰进行LES研究，对比了模拟过程中出现的M、V以及中间转化过程3种不同火焰结构，并采用后处理，准则，POD得出以下结论：

(1) 对比了3种火焰结构下的温度分布、平均径向轴向速度、脉动径向轴向速度、准则等值面，可以看出V型火焰是更为稳定的一种火焰模态．

(2) 内外剪切层的存在直接影响着火焰结构，V型火焰结构下内外剪切层中的范围要大于M型火焰结构，因此火焰也更容易稳定在其中而受到两侧的剪切影响较小，因此内外剪切层的位置直接影响到了火焰结构．

(3) 火焰结构受着内涡外涡的双重作用，并且剪切层中的内外涡旋脱落频率的不同影响了其涡旋数量的不断变化，最终导致火焰结构的转化，由此可见火焰结构的转变与涡脱落模式有着重要的关系．

［1］ 李少波. 突破核心技术推进燃气轮机发展[J]. 当代贵州，2020(32)：79.

Li Shaobo. Break through core technologies and promote the development of gas turbines[J].，2020(32)：79(in Chinese).

［2］ 陈永辰. 贫油预混燃烧火焰不稳定性机理的研究综述[C]// 中国动力工程学会透平专业委员会2007年学术研讨会. 武汉，2007：301-306.

Chen Yongchen. Review of research on flame instability mechanism of lean premixed combustion[C]//. Wuhan，2007：301-306(in Chinese).

［3］ Taamallah S，Shanbhogue S J，Ghoniem A F. Turbulent flame stabilization modes in premixed swirl combus-tion：Physical mechanism and Karlovitz number-based criterion[J].，2016，166：19-33.

［4］ Taamallah S，Labry Z A，Shanbhogue S J，et al. Cor-respondence between “Stable” flame macrostructure and thermo-acoustic instability in premixed swirl-stabilized turbulent combustion[J].，2015，137(7)：071505.

［5］ Taamallah S，Labry Z A，Shanbhogue S J，et al. Thermo-acoustic instabilities in lean premixed swirl-stabilized combustion and their link to acoustically cou-pled and decoupled flame macrostructures[J].，2015，35：3273-3282.

［6］ Kim K T，Lee J G，Lee H J，et al. Characterization of forced flame response of swirl-stabilized turbulent lean-premixed flames in a gas combustor[J].，2010，132(4)：041502.

［7］ Guiberti T F，Durox D，Scouflaire P，et al. Impact of heat loss and hydrogen enrichment on the shape of con-fined swirling flames[J].，2015，35(2)：1385-1392.

［8］ Foley C，Chterev I，Noble B，et al. Shear layer flame stabilization sensitivities in a swirling flow[J].，2012，9(1)：3-18.

［9］ Butler T，O’Rourke P. A numerical method for two dimensional unsteady reacting flows[J].，1977，16(1)：1503-1515.

［10］ Colin O，Ducros F，Veynante D，et al. A thickened flame model for large eddy simulations of turbulent pre-mixed combustion[J].，2000，12 (7)：1843-1863.

［11］ Legier J P，Poinsot T，Veynante D. Dynamically thick-ened flame LES model for premixed and non-premixed turbulent combustion[C]//. Stanford University，2000：157-168.

［12］ Kuenne G，Ketelheun A，Janicka J. LES modeling of premixed combustion using a thickened flame approach coupled with FGM tabulated chemistry[J].，2011，158(9)：1750-1767.

［13］ 张 科，尚明涛，罗 坤，等. 基于动态全增厚火焰模型对甲烷/空气非预混燃烧的大涡模拟[J]. 工程热物理学报，2012，33(10)：1823-1826.

Zhang Ke，Shang Mingtao，Luo Kun，et al. Large-eddy simulation of methane/air non-premixed combustion using dynamically full thickened flame model[J].，2012，33(10)：1823-1826(in Chinese).

［14］ Pope S. The evolution of surfaces in turbulence[J].，1988，26(5)：445-469.

［15］ Candel S，Poinsot T. Flame stretch and the balance equation for the flame area[J].，1990，70(1)：1-15.

［16］ Berkooz G，Holmes P，Lumley J L. The proper or-thogonal decomposition in the analysis of turbulent flows[J].，1993，25(1)：539-575.

Flame Instability Modal Conversion of Double-Swirl Flame

Xu Xinyu，Wang Ping，Jiang Linsong，Li Weichao，Zeng Haixiang，He Zuqiang，Prashant Shrotriya

(Institute for Energy Research of Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China)

The modal conversion of combustion instability in a combustion chamber with methane-air lean premixed swirl flame was studied by using a DTF combustion model through large eddy simulation(LES). By calculating the combustion conditions under different equivalent ratios，it is found that when the equivalent ratio gradually increases to around 0.9，there is an obvious modal conversion in the combustion from M-type flame modal to V-type flame modal. Through post-processing the data calculated in this process，the temperature field before and after the modal conversion is analyzed，and the average axial and radial velocity distributions of the combustion chamber are obtained. The axial and radial pulsation speeds at＝5mm，15mm，25mm，40mm，60mm are taken，and thecriterion and POD method are adopted to analyze the flow field in the vortex structure，so as to analyze the combustion instability and the main factors influencing the flame structure. It is found that the average flame is of "M" type before modal conversion and of "V" type after modal conversion. The V-type flame is a more stable flame structure. Flame modal conversion is directly affected by the position of inner and outer shear layers and has an important relationship with vortex shedding mode.

combustion instability；swirl flame；modal conversion；Q criterion；POD

TK16

A

1006-8740(2022)04-0471-10

10.11715/rskxjs.R202206007

2021-04-26.

国家自然科学基金资助项目（51576092，91741117）.

徐欣宇（1996—  ），男，硕士，675458243@qq.com.

王 平，男，博士，教授，pingwang@ujs.edu.cn.

(责任编辑：梁 霞)