近吹熄RP-3旋流喷雾火焰结构实验研究.pdf

燃烧科学与技术 Journal of Combustion Science and Technology 2023，29(5)：)：536-542DOI 10.11715/rskxjs.R202308026 收稿日期：2023-05-20 基金项目：国家自然科学基金资助项目(52106183，52076171).作者简介：苏守国(1998)，男，硕士研究生，.通信作者：蔡 骁，男，博士，助理教授，.近吹熄 RP-3旋流喷雾火焰结构实验研究 苏守国，苏利民，蔡 骁，林文隽，琚荣源，黄佐华，王金华(西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室，西安 710049)摘 要：贫油燃烧是先进低排放航空发动机燃烧组织方式之一，但是会带来吹熄的问题.本研究针对不同热功率下 RP-3 航空煤油旋流喷雾火焰开展了激光诊断研究，进行了 OH/Kerosene-PLIF 同步测量以及 OH-PLIF/CH*自发光同步测量，阐述了喷雾燃烧稀燃吹熄机制.研究表明，不同热功率下吹熄极限几乎一致，并且近吹熄工况下火焰结构相似.在近吹熄条件下，一方面燃烧室下游的冷空气回流至内回流区，造成内回流区温度降低，另一方面燃油蒸发造成火焰根部的不稳定，两者相互作用导致了火焰的局部熄火，乃至整体吹熄.关键词：旋流喷雾燃烧；吹熄机理；激光诊断；航空煤油 中图分类号：TK16 文献标志码：A 文章编号：1006-8740(2023)05-0536-07 RP-3 Swirl Spray Flame Structure Near Lean Blow-Out Su Shouguo，Su Limin，Cai Xiao，Lin Wenjun，Ju Rongyuan，Huang Zuohua，Wang Jinhua(State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering，Xian Jiaotong University，Xian 710049，China)Abstract：Lean fuel combustion is one of the combustion organization modes of advanced low-emission aeroen-gine，but it tends to cause the problem of blow-out.In this study，laser diagnosis research was carried out for RP-3 aviation kerosene swirling spray flame under different thermal powers.The synchronous measurement of OH/Kerosene-PLIF and OH-PLIF/CH*chemiluminescence was carried out，and the mechanism of spray lean blow-out was described.The results show that the blow-out limit is almost the same under different thermal powers，and the flame structure is similar under near-blow-out conditions.Under near-blow-out conditions，on the one hand，the cold air at the downstream of the combustion chamber flows back to the inner recirculation zone，resulting in the temperature reduction of the inner recirculation zone，and on the other hand，the fuel evaporation causes the instability of the flame root.The interaction of the two causes the partial and even overall blow-out of the flame.Keywords：swirl spray combustion；blow-out mechanism；laser diagnosis；aviation kerosene 商用航空发动机为了减少 NOx排放，往往采用贫油燃烧的方式，控制燃烧室最高温度和温度的均匀性，使燃烧温度远离 NOx生成区1-2 但贫油燃烧存在贫油熄火或吹熄(LBO)的问题，燃烧室在 LBO 工况附近运行会增加整体吹熄的风险，带来安全隐患3.航空发动机一般采用旋流喷雾燃烧的方式，为了在保证发动机功率的前提下拓宽燃烧室的贫燃极限，则需要对不同热功率下旋流喷雾燃烧的吹熄机制进行研 苏守国等：近吹熄 RP-3 旋流喷雾火焰结构实验研究 燃烧科学与技术 537 究，从而改善燃烧组织方式 对于吹熄机制的研究，前人已开展了大量气态燃料预混/非预混和喷雾旋流/钝体燃烧工作 对于预混和非预混旋流燃烧的研究表明，近吹熄时火焰根部会发生较大的脉动，不断地重复熄灭-点燃的过程，剪切应变带来的火焰根部不稳定是吹熄的重要因素4-6.Chaudhuri 等7、Kariuki 等8和 Pathania 等9对从甲烷小分子燃料到航空煤油重烃燃料的预混钝体火焰吹熄机制进行研究，发现吹熄是由于剪切层的局部熄火，造成冷的新鲜混合气进入到回流区，当温度不足以重新点燃混合气时会造成全局熄火 Kumar 等10对预混旋流燃烧器吹熄过程进行研究，实验观察到了火焰面附近的局部熄火，同样观察到未燃的反应物出现在燃烧室下游，但是其分布面积很小，未燃反应物对于熄火的影响仍不明确 Cavaliere 等11对预混/非预混和喷雾旋流火焰的吹熄过程进行了对比，认为火焰根部的抬升是吹熄的主导因素，但喷雾燃烧火焰的抬升并不明显 而对于旋流燃烧器喷雾燃烧，其吹熄过程也会经历 3 种模式12：稳定火焰-局部熄火-全局熄火，其中局部熄火仍是比较关键的一个环节，在这个模式下，火焰会经历熄火-再点火的过程 喷雾燃烧局部熄火可以分为由剪切和拉伸引起的火焰-湍流作用，以及液滴淬熄火焰和蒸发带来的当量比脉动引起的火焰-液滴作用13，各个因素之间相互作用机制较为复杂 综上所述，无论是气态预混燃烧还是喷雾燃烧，局部熄火都起着重要的作用，其直接导致了全局熄火的发生，但随着燃烧方式和燃烧器结构的改变，其控制机制也有所差异 本研究旨在解析单旋流喷雾火焰在不同热功率下的熄火机制，包括局部熄火和全局熄火 放热率分布是表征熄火的一个重要指标 在预混燃烧中，一般用 CH 表征反应区分布14 在喷雾燃烧中，CH 和 OH信号的强度都可以表征放热率的大小11,15，基于此，本 研 究 进 行 了 近 吹 熄 条 件 下 旋 流 喷 雾 燃 烧 的OH/Kerosene-PLIF 的同步测量，以及 OH-PLIF/CH*自发光的同步测量，并根据火焰结构对熄火机制进行了阐述 1 实验方法 1.1 实验装置 本实验使用的燃烧器为单旋流喷雾燃烧器，是由文献5中燃烧器改造的，实验装置如图 1 所示 燃烧室横截面为 70mm70mm 的方形截面，长度为180mm，燃烧室四周壁面为光学石英玻璃，燃烧室出口为大气环境 干燥空气经过空压机进入到燃烧器中，燃烧器上游长约 200mm 并设有整流板，空气经过整流板后，通过旋流器进入到燃烧室中，燃烧器头部出口直径 D 为 35mm，空气流量由质量流量计控制 所选用的旋流器为直叶片轴向旋流器，叶片角度为 45，旋流数约为 0.7 RP-3 经过加压后，经过离心喷嘴(Danfoss，0.5USgal/h)喷射到燃烧室中，离心喷嘴出口与燃烧器出口在同一水平面上，产生夹角为45的空心锥喷雾，离心喷嘴的流量由齿轮流量计(Kracht，VC0.0025F1PS)测得 （a）燃烧器结构 （b）激光诊断测量系统 图 1 实验装置示意 Fig.1 Schematic diagram of experimental setup 实验所用的光学诊断系统如图 1(b)所示，一台Nd：YAG 泵浦激光器(Quantel Q-Smart 1500)产生532nm 的激光，经过染料激光器(Quantel Q-Scan)调谐至 566nm，然后经过二倍频得到 283nm 的激光束，激光能量约为 15mJ 激光束经过片光元件得到高度约为 12mm，宽度约为 0.7mm 的片光穿过燃烧室用来同时激发 OH 和煤油蒸气(Kerosene)信号 一台安装有(31010)nm 的带通滤波片的 ICCD 相机用来接收 OH 荧光信号，另一台 ICCD 相机对置放置用来接收煤油蒸气荧光信号，或者是 CH*自发光信号.燃烧科学与技术 第 29 卷 第 5 期 538 对于煤油蒸气荧光信号，因为其荧光光谱较宽16，本研究选用了 380550nm 的宽带滤波片；对于 CH*自发光信号，选用了中心波长为 430nm，半高全宽为10nm 的窄带滤波片 ICCD 拍摄 PLIF 图像时，门宽均设置为 50ns，拍摄自发光图像时，设置为 3ms 两台 ICCD 的拍摄范围均为 103mm103mm，拍摄了从喷嘴出口到距离喷嘴出口 100mm 位置处的图像，图像的空间分辨率约为 0.1mm/pixel Nd：YAG 激光器脉冲频率为 10Hz，ICCD 拍摄频率约为 4Hz，为了实现同步，使用 YAG 激光器触发拍摄 OH-PLIF 的ICCD，再由这台 ICCD 触发另一台相机 实验中对于每个工况，连续拍摄图片 300 张 1.2 实验工况 本研究实验分为两部分，一部分是 RP-3 旋流喷雾燃烧吹熄极限实验，另一部分为典型工况火焰的激光诊断实验吹熄极限实验热功率为 12.5kW、15kW、17.5kW、20kW、22.5kW、25kW，对应的燃油流量为 2244mL/min 对于激光诊断实验(包括OH/Kerosene-PLIF 以及 OH-PLIF/CH*自发光的同步测量)，实验工况表见表 1，选定了 3 个热功率，并且分别对稳定火焰(S)和近吹熄火焰(NLBO)开展实验 表中 Uair为空气流速，ULBO为吹熄极限对应的空气流速 表 1 激光诊断测量实验工况 Tab.1 Experimental conditions of laser diagnostic meas-urement Uair/ULBO 热功率/kW 稳定火焰 近吹熄火焰 12.5 0.75 0.95 17.5 0.75 0.95 22.5 0.75 0.95 2 结果和讨论 2.1 RP-3喷雾燃烧吹熄极限 实验采用固定燃油流量不变，逐渐增加空气的方法测得一系列燃油流量下的 RP-3 旋流喷雾燃烧的吹熄极限，即贫燃熄火边界对应的全局当量比，结果如图 2 所示 可以看出，熄火时空气流量随着燃油流量的增加几乎是线性增加的，吹熄极限(全局当量比LBO)在 0.37 附近，不随燃油流量的增加发生明显的变化 由于在稀燃条件下燃油流量决定了热功率，也就是说，吹熄极限随着热功率的增加没有明显的变化 从另一个角度观察图 2，沿着熄火空气流量(y轴)看去，吹熄极限随着空气流量的增加同样是不变的，这主要是由于当空气流量加大时，喷雾的雾化效果也更好，更有利于燃烧，从而抵消掉流速增加带来的负面影响 图 2 吹熄极限随燃油流量(热功率)的变化 Fig.2 Blowout limit varies with fuel flow(thermal power)2.2 典型火焰的 OH/Kerosene-PLIF 同步测量结果 图 3 给出了热功率 12.5 kW 时典型火焰的OH/Kerosene-PLIF 同步测量的图片，这里的典型火焰指的是有相当数量的瞬态火焰图像都与之相似，其可以代表瞬态火焰的典型特征，其中 Z 代表轴向距离，X 代表径向距离 图 3(a)给出了稳定工况和近吹熄工况下的一种典型火焰，大多数时刻的火焰形态都处于这种模式从图中可以看出，在燃烧室上游(Z/D1)，无论是哪种工况，OH 信号主要分布在煤油蒸气的内侧比较窄的一段区域内(下文称此区域为根部)，并且在本研究中，煤油蒸气信号与 OH 信号 （a）瞬态火焰一 （b）瞬态火焰二 图 3 OH-PLIF与 Kerosene-PLIF叠加图像(12.5 kW)Fig.3Overlay images of OH-PLIF and Kerosene-PLIF(12.5 kW)苏守国等：近吹熄 RP-3 旋流喷雾火焰结构实验研究 燃烧科学与技术 539 几乎没有或者有少量的重叠，在大多数区域两者是独立的，这与文献17中的研究类似 稳定工况和近吹熄工况的一个主要区别是燃烧室中央(或者说是内回流区区域)OH 信号的强弱，稳定工况下内回流区有较强的 OH 信号，而近吹熄工况下内回流区 OH 信号的强度则非常低 另一个区别发生根部，稳定工况下根部 OH 信号分布较连续和平滑，而近吹熄工况下其分布极不均匀，OH 信号区域边界相较稳定工况更褶皱，在局部(黄色框线)信号还会消失 在燃烧室下游(Z/D1)，近吹熄工况相较稳定工况，OH 信号的强度更低，并且会出现很多没有 OH信号的袋状结构(蓝色框线)需要强调的是，在某些时刻，在燃烧室下游的右半部分会出现局部的高 OH强度区域(绿色框线)，这是受制于喷嘴性能和燃烧室尺寸，燃油在根部没有完全蒸发，而是撞击到燃烧室壁面上再在下游蒸发并燃烧，产生了局部的燃烧区 燃烧室下游左侧这种现象较弱，所以后续的分析主要对燃烧室左侧的火焰进行分析 在某些时刻会出现如图 3(b)的另一种典型火焰，稳定火焰的根部OH 强度会降低但内回流区依然有较高的 OH 强度；近吹熄火焰根部 OH 信号强度连续，呈现出和稳定火焰相似的特征，但回流区内部 OH 强度极低，燃烧室下游存在袋状的低 OH 强度区域(蓝色框线)整体来看，无论是稳定火焰还是近吹熄火焰，其根部 OH 强度都会发生波动，这是由于燃料液滴蒸发和火焰相互作用从而造成了局部当量比的脉动13 但在内回流区，稳定火焰相较近吹熄火焰一直维持着较高的 OH强度 图 4 给出了热功率 12.5kW、17.5kW、22.5kW下 OH/Kerosene-PLIF 的同步测量结果，图中仅展示出了燃烧室左半部分的图片 可以看出，不同热功率下火焰结构是相似的，没有明显的区别 和上述分析一致，近吹熄火焰 OH 信号区域边界相较稳定火焰较为褶皱，在局部会出现信号的消失，在内回流区和燃烧室下游也会出现 OH 信号的降低和消失 对比可以得出结论，近吹熄火焰最典型的熄火特征主要发生在燃烧室上游，所以进一步对燃烧室上游的 OH 分布进行分析 （a）12.5 kW （b）17.5 kW （c）22.5 kW 图 4 稳定工况和近吹熄工况火焰结构对比 Fig.4 Comparison of flame structures under steady and near blow out conditions 上述的瞬态火焰结构体现出了火焰精细化的特征，由于喷雾雾化、蒸发以及湍流的影响，会造成局部当量比和流场的波动，从而造成 OH 信号强度的变化 为了更直观看出稳定和近吹熄工况下 OH 分布的差异，图 5(a)给出了燃烧室上游热功率 12.5kW 下300 张 OH-PLIF 图片平均之后的结果 可以看出，稳定和近吹熄工况下平均 OH 信号主要对称分布在燃烧室两侧，并且两种工况下高 OH 强度区域的夹角几乎一致，这说明从稳定工况到近吹熄工况，流速不会明显影响 OH 信号在根部的分布区域 在喷嘴出口附近(Z/D0.5)的根部，近吹熄工况下 OH 强度和稳定工况相当，甚至稍有增加，而靠近下游位置 OH 强度明显减弱，这就反映出吹熄可能是由 0.5Z/D1.5的这一区域引起的 同瞬态结果一样，近吹熄工况下在内回流区 OH 信号强度也降低了很多 图 5(a)中，在 Z/D 为 0.75 附近，近吹熄条件下OH 强度较弱，所以进一步对这个区域进行量化分析 图 5(b)绘制出了以此位置为中心，高度 10mm区域(红色框线)OH 信号强度的 PDF 分布图，统计了300 张瞬态图片此区域 OH 信号整体强度的分布规律，为了方便对比，对 OH 信号做了归一化处理 从图中可以看出，稳定工况下热功率对 OH 相对强度PDF 分布的影响较大，从 12.5kW 到 17.5kW，PDF峰值对应的相对强度增加了 0.2 左右，而 22.5kW 下频率峰值对应的相对强度和 17.5kW 相差不大，但是其分布较宽并且偏向低强度区 近吹熄条件下，热功燃烧科学与技术 第 29 卷 第 5 期 540 率对 OH 相对强度的分布没有特别大的影响，随着热功率的提高，PDF 峰值对应的相对强度略有增加 对比稳定工况和近吹熄工况，近吹熄工况下相对强度分布明显左移 图 5(c)给出了 Z/D 为 0.75 处 OH 强度随着径向距离 X/D 的变化(黄色虚线)，可以看出 OH信号强度呈现出了双峰分布，信号强度峰值出现在 0.5D 附近 径向距离从-0.5D 变化到 0 时，OH 信号强度从极大值变化到极小值 以 12.5kW 为例，对于稳定工况，其 OH 信号强度从 0.65 变化到 0.36，减小了 44.6%；而近吹熄工况 OH 信号强度从 0.56 降低到 0.14，减小了近 75%对比稳态工况和近吹熄工况，峰值强度仅降低了 13.8%，相对来说变化并不大.（a）平均 OH 强度 （b）区域 OH 强度 PDF 分布 （c）Z/D0.75 处 OH 强度沿径向距离分布 图 5 OH平均信号强度统计 Fig.5 The diagram of OH average signal intensity 2.3 CH*自发光及熄火机制分析 前文已经提到过，对于喷雾燃烧火焰，有研究曾使用 OH 强度来表征放热率，而在预混燃烧中一般使用 CH 来表征反应区从而表征放热率，本部分将对比OH-PLIF 和 CH*自发光的实验结果 由于 CH*自发光得到的是三维投影信息(图 6(a)，而 OH-PLIF 是二维的结果 为了对比，先对 CH*自发光图片求平均，本研究中燃烧室截面为方形，可近似认为火焰 是轴对称的，使用 Abel 逆变换得到 CH*的二维分 布18-19.图 6(b)是 CH*自发光的平均图像，由于喷嘴性能等因素信号强度分布左右稍有不对称，所以同OH-PLIF 一样，取左半部分进行了 Abel 逆变换，结果如图 6(c)所示 图 7 给出了两个热功率(12.5kW 和 22.5kW)下OH-PLIF 平均图像和 CH*自发光 Abel 逆变换图像结果，首先要指出图 7(b)中央的高 CH*强度区域的产生正如 2.2 节所述的，是因为另一侧的煤油蒸气燃烧不完全又卷吸到内流区燃烧造成的 假设整场都为图 6(b)左半部分的模式，那么中央不会产生这么强的 CH*区域，接下来的分析都基于此 （a）瞬态图像 （b）平均图像（c）Abel 逆变换 图 6 CH*自发光 Abel逆变换过程 Fig.6Abel inverse transformation process of CH*chemiluminescence images （a）12.5 kW （b）22.5 kW 图 7 平均 OH分布与 CH*自发光 Abel逆变换图像对比 Fig.7Comparison of average OH distribution with CH*Abel inverse transform images 苏守国等：近吹熄 RP-3 旋流喷雾火焰结构实验研究 燃烧科学与技术 541 从图 7 中可以看出，CH*同样分布在两侧但分布区域比 OH 更集中，内回流区的 CH*强度较低，边界的可辨识程度更加明显 径向上 CH*的分布相较 OH更靠外侧，轴向上分布的区域更短，在气体扩散火焰中也观察到了相似的结果20 类比预混火焰，OH 表征了燃烧产物而 CH 表征的是化学反应最剧烈的区域，所以 OH 的分布相较 CH*更广一些，结果也说明了 OH 只能部分表征出放热区域 稳定工况下内回流区相较火焰根部 CH*信号的降低要比 OH 信号的降低更明显，这在一定程度上说明了内回流区强 OH 信号不只是因为当地局部区域反应产生，还会从下游输运而来 近吹熄工况下，内回流区的 OH 和 CH*信号强度相较根部都很低，表明此时在内回流区反应的减弱，以及从下游输送回来的不再是含有许多 OH 的高温已燃气，而是大量温度较低的冷空气和已燃气的混合气，回流的冷空气是熄火的一个直接原因 对两种工况下 CH*强度分布的进一步分析可以发现，在靠近喷嘴出口的燃烧室上游(Z/D0.5)，近吹熄工况的CH*强度比稳定工况的还要高，并且分布区域也更宽，OH 分布也呈现出类似的现象，只是没有 CH*的更显著 这意味着近吹熄条件下，喷嘴出口附近放热率是要比稳定工况下更高的，有更多的燃料在这里雾化蒸发、与空气混合并燃烧，火焰更倾向于在燃烧室上游存在，这也导致了下游气体温度较低，进入回流区使回流区温度降低 火焰根部由于液滴的蒸发吸收热量和当量比的波动，本身又是极不稳定的，会出现局部熄火 随着空气流量的进一步增加，当回流区温度低到一定程度时，局部熄火的火焰根部无法再着火，导致了全局熄火 图 8 绘制出了对应于图 7 的整体 OH 强度和CH*强度，和上述的结论相似，近吹熄时 CH*整体强度的下降也要大于 OH 强度的下降 22.5kW 时 CH*下降较少是由于没有剔除中央的高强度区域，其他两 图 8 不同热功率下稳定工况和近吹熄工况的整体 OH与 CH*强度对比 Fig.8 Comparison of overall OH and CH*intensities under stable and near blow out conditions at dif-ferent thermal powers 个热功率下 CH*的相对减少量是 OH 的两倍，CH*强度相较于 OH 强度可以更好地反映出熄火的现象 3 结 论 本文对不同热功率下 RP-3 旋流喷雾火焰稳定和近 吹 熄 工 况 进 行 了 激 光 诊 断 实 验，开 展 了OH/Kerosene-PLIF 同步测量以及 OH-PLIF/CH*自发光的同步测量，获得了典型工况火焰的精细结构，并对吹熄机制进行了阐述 实际上熄火是一个三维动态的复杂演化过程，由于本研究采用的是低频 PLIF测量技术，因此只对宏观的火焰结构演变进行了研究并区分了稳定和熄火的典型模式，无法对熄火的瞬态过程进行捕捉，存在一定的局限性 本研究得出的主要结论如下：(1)吹熄极限随着热功率的升高几乎没有变化，不同热功率下近吹熄工况火焰结构相似 (2)OH 信号分布在煤油蒸气的内侧，近吹熄工况相较于稳定工况，主要区别在于内回流区 OH 强度的降低和火焰根部的局部熄火 (3)结合 CH*和 OH 分布，可以得出熄火是由液滴蒸发造成的火焰根部的不稳定，以及下游冷流造成的内回流区温度低相互作用导致的 参考文献：1 朱旭彤，张 亮，葛 冰，等.旋流器间距及空气分配对富油/焠熄/贫油燃烧室温度和排放的影响J.燃烧科学与技术，2021，27(4)：416-423.Zhu Xutong，Zhang Liang，Ge Bing，et al.Influence of swirler spacing and air distribution on temperature and emission of rich/quench/lean combustorsJ.Journal of Combustion Science and Technology，2021，27(4)：416-423(in Chinese).2 徐欣宇，王 平，姜霖松，等.双旋流火焰不稳定性模态转换J.燃烧科学与技术，2022，28(4)：471-480.Xu Xinyu，Wang Ping，Jiang Linsong，et al.Flame in-stability modal conversion of double-swirl flameJ.Journal of Combustion Science and Technology，2022，28(4)：471-480(in Chinese).3 Liu Yize，Sun Xiaoxiao，Sethi Vishal，et al.Review of modern low emissions combustion technologies for aero gas turbine enginesJ.Progress in Aerospace Sciences，2017，94：12-45.4 Cao Zhen，Yu Xin，Peng Jiangbo，et al.Flame features and oscillation characteristics in near-blowout 燃烧科学与技术 第 29 卷 第 5 期 542 swirl-stabilized flames using high-speed OH-PLIF and mode decomposition methodsJ.Chinese Journal of Aeronautics，2023，36(1)：191-200.5 Zhang Weijie，Wang Jinhua，Mao Runze，et al.Experimental study of compact swirl flames with lean premixed CH4/H2/air mixtures at stable and near blow-off conditionsJ.Experimental Thermal and Fluid Science，2021，122：110294.6 Sthr M，Boxx I，Carter C，et al.Dynamics of lean blowout of a swirl-stabilized flame in a gas turbine model combustorJ.Proceedings of the Combustion Institute，2010，33(2)：2953-2960.7 Chaudhuri Swetaprovo，Kostka Stanislav，Renfro Michael W，et al.Blowoff dynamics of bluff body stabilized turbulent premixed flamesJ.Combustion and Flame，2010，157(4)：790-802.8 Kariuki James，Dawson James R，Mastorakos Epaminondas.Measurements in turbulent premixed bluff body flames close to blow-offJ.Combustion and Flame，2012，159(8)：2589-2607.9 Pathania R S，Skiba A W，Ciardiello R，et al.Blow-off mechanisms of turbulent premixed bluff-body stabilised flames operated with vapourised kerosene fuelsJ.Proceedings of the Combustion Institute，2021，38(2)：2957-2965.10 Kumar Raghul Manosh，Chterev Ianko，Stepien Danielle，et al.Near blowout dynamics of a premixed，swirl stabilized flameJ.Proceedings of the Combustion Institute，2021，38(4)：6067-6075.11 Cavaliere Davide E，Kariuki James，Mastorakos Epaminondas.A comparison of the blow-off behaviour of swirl-stabilized premixed，non-premixed and spray flamesJ.Flow，Turbulence and Combustion，2013，91(2)：347-372.12 Rock Nicholas，Emerson Ben，Seitzman Jerry，et al.Near-lean blowoff dynamics in a liquid fueled combustorJ.Combustion and Flame，2020，212：53-66.13 Verdier Antoine，Marrero Santiago Javier，Vandel Alexis，et al.Local extinction mechanisms analysis of spray jet flame using high speed diagnosticsJ.Combustion and Flame，2018，193：440-452.14 金 武，任超群，汤朝伟，等.强湍流下甲烷稀燃预混火焰的稳定性研究J.燃烧科学与技术，2021，27(2)：148-154.Jin Wu，Ren Chaoqun，Tang Chaowei，et al.Stability of lean premixed methane flame under high turbulence J.Journal of Combustion Science and Technology，2021，27(2)：148-154(in Chinese).15 Yuan R，Kariuki J，Dowlut A，et al.Reaction zone visualisation in swirling spray n-heptane flamesJ.Proceedings of the Combustion Institute，2015，35(2)：1649-1656.16 Orain M，Baranger P，Ledier C，et al.Fluorescence spectroscopy of kerosene vapour at high temperatures and pressures：potential for gas turbines measurements J.Applied Physics B，2014，116(3)：729-745.17 Malbois P，Salan E，Rossow B，et al.Quantitative measurements of fuel distribution and flame structure in a lean-premixed aero-engine injection system by kerosene/OH-PLIF measurements under high-pressure conditionsJ.Proceedings of the Combustion Institute，2019，37(4)：5215-5222.18 Pretzier Georg.A new method for numerical abel-inversionJ.Zeitschrift fr Naturforschung A，1991，46(7)：639-641.19 王欣尧，韩 啸，林宇震，等.中心分级旋流火焰中热声不稳定分岔现象研究J.燃烧科学与技术，2021，27(4)：382-387.Wang Xinyao，Han Xiao，Lin Yuzhen，et al.Bifurca-tions of thermoacoustic instability in centrally-staged swirl flamesJ.Journal of Combustion Science and Technology，2021，27(4)：382-387(in Chinese).20 Weigand P，Meier W，Duan X R，et al.Investiga-tions of swirl flames in a gas turbine model combustorJ.Combustion and Flame，2006，144(1/2)：205-224.(责任编辑：梁 霞)