某燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室燃料適應(yīng)性數(shù)值研究

李 濤，鄭祥龍，張哲巔，雷福林

（1.中國航發(fā)燃?xì)廨啓C(jī)有限公司，遼寧 沈陽 110179； 2.中國科學(xué)院先進(jìn)能源動(dòng)力重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(工程熱物理研究所)，北京 100190； 3.中國科學(xué)院大學(xué)，北京 100049）

燃?xì)廨啓C(jī)具有循環(huán)效率高、單機(jī)功率大、污染物排放低、調(diào)峰能力強(qiáng)等優(yōu)勢，在能源動(dòng)力領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。但由于我國天然氣短缺且價(jià)格較高，天然氣發(fā)電成本較高，因此對燃?xì)廨啓C(jī)進(jìn)行燃用煤制氣、生物質(zhì)合成氣等中低熱值燃料的適應(yīng)性改造具有重要意義[1-2]。然而，煤制氣與天然氣相比，其較低的熱值和較高的氫含量將會(huì)對燃燒室的設(shè)計(jì)帶來較大的挑戰(zhàn)。一方面，當(dāng)燃料熱值降低時(shí)，為保持燃?xì)廨啓C(jī)輸出功率不變，需提高燃料流量，這將會(huì)帶來燃燒室流場或火焰結(jié)構(gòu)的改變[3-4]。另一方面，氫含量的升高也為燃?xì)廨啓C(jī)的安全運(yùn)行帶來了挑戰(zhàn)[5]。首先，氫含量的升高會(huì)增加火焰?zhèn)鞑ニ俣龋瑥亩鴮?dǎo)致回火風(fēng)險(xiǎn)的增大[6-7]，但由于表征含氫燃料回火特征的數(shù)據(jù)較為匱乏，其回火風(fēng)險(xiǎn)的預(yù)測仍然較為困難[3]。其次，氫含量的提高還會(huì)增加絕熱火焰溫度和局部熱釋放率[8-9]，從而導(dǎo)致熱端部件壽命的縮短[10]。此外，火焰溫度的增加也有可能導(dǎo)致NOx排放量的增加[11]。由此可見，燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的燃料適應(yīng)性改造所帶來的不確定性較大，改造過程中需綜合考慮燃料組分變化對燃燒穩(wěn)定性、回火特性以及污染物排放等各個(gè)方面的影響，具有較高的技術(shù)難度。

華白指數(shù)常被用來表征燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室的燃料適應(yīng)性范圍，其定義為燃料的低位發(fā)熱量與相對密度根值之比[3]。不同的燃燒室設(shè)計(jì)方案，其可燃用燃料的華白指數(shù)區(qū)間也不相同。如Siemens公司的SGT-700燃?xì)廨啓C(jī)，可燃用燃料的華白指數(shù)區(qū)間為25～80 MJ/m3（標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)，下同）[12]；其另一款SGT-400燃?xì)廨啓C(jī)，采用以預(yù)混燃燒為主的燃燒組織形式可實(shí)現(xiàn)華白指數(shù)處于30～49 MJ/m3范圍內(nèi)的穩(wěn)定低NOx燃燒[13]。此外，GE公司的DLN2.6+燃燒室方案可在±25%的華白指數(shù)變化區(qū)間內(nèi)保持穩(wěn)定低排放燃燒[14]。

國內(nèi)楊強(qiáng)等[15]通過對雙燃料燃燒室技術(shù)現(xiàn)狀的分析，指出目前國外主要燃?xì)廨啓C(jī)公司已基本掌握了中小型燃?xì)廨啓C(jī)的雙燃料低排放技術(shù)，但截至2019年國內(nèi)尚未實(shí)現(xiàn)雙燃料燃?xì)廨啓C(jī)設(shè)計(jì)的國產(chǎn)化[16]。目前國內(nèi)針對燃料適應(yīng)性的研究多集中于數(shù)值模擬研究。如楊洪磊等[17]針對化學(xué)回?zé)崛細(xì)廨啓C(jī)開展了雙燃料噴嘴的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，并通過模擬研究最終優(yōu)選出適用于燃油和裂解氣混合燃燒的斜氣孔裂解氣旋流噴嘴方案。潘剛等[18]對一燃用煤油和重整氣的雙燃料燃燒室進(jìn)行了模擬研究，結(jié)果表明燃用重整氣工況下的燃燒室出口溫度分布較燃用煤油工況更為均勻。何敏等針對不同的氣體燃料組分，首先模擬研究了環(huán)管型燃燒室燃用不同低熱值燃料時(shí)的燃燒性能變化，結(jié)果表明燃料組分的變化會(huì)明顯改變?nèi)紵覂?nèi)的溫度分布和燃燒效率[19]；隨后基于改動(dòng)量最小原則，對某一柴油燃燒室改燒天然氣方案進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明3種改進(jìn)方案的燃燒效率均有所增加，但燃用天然氣工況下的燃燒室出口溫度均勻性較燃用柴油工況有所下降[20]。因此，在燃料的適應(yīng)性改進(jìn)方面，由于研究對象和手段的差異，得到的結(jié)論也往往不同。

為獲得某型天然氣燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室在改燒中低熱值煤制氣燃料時(shí)的燃燒特性，本文針對該燃燒室開展了燃料適應(yīng)性分析，以不同熱值的天然氣和煤制氣為燃料，采用數(shù)值模擬方法研究了不同燃料對燃燒室性能的影響，從而為燃燒室改造提供方向性指導(dǎo)。

1 模擬對象及數(shù)值方法

1.1 燃燒室?guī)缀文Ｐ?/h3>

整個(gè)環(huán)管型燃燒室共有16個(gè)火焰筒，考慮周期性而節(jié)省計(jì)算成本，僅取單個(gè)火焰筒作為模擬研究對象。單個(gè)火焰筒的結(jié)構(gòu)如圖1所示。壓氣機(jī)排氣經(jīng)火焰筒底部的擴(kuò)壓器進(jìn)入燃燒室外機(jī)匣，機(jī)匣內(nèi)的空氣經(jīng)燃燒室頭部的旋流器或火焰筒壁面的摻混孔和冷卻孔進(jìn)入燃燒室。為盡可能真實(shí)反映燃燒室的配氣比例，建模過程中未對火焰筒壁面直徑為1～2 mm的氣膜冷卻孔做任何簡化。燃燒室頭部設(shè)有空氣旋流器和燃料噴嘴，其中燃料噴嘴由12個(gè)周向均布燃料孔和1個(gè)中心燃料孔組成，所有燃料孔直徑均為2.65 mm。

圖1 單筒燃燒室結(jié)構(gòu)示意 Fig.1 Schematic diagram of structure of a single cylinder combustor

1.2 模型設(shè)置

本文所采用的模擬軟件為ANSYS Fluent，考慮到流場的強(qiáng)旋流特征，選擇湍流模型為Realizablek-ε雙方程模型[21-22]，并耦合部分預(yù)混燃燒模型中的FGM燃燒模型對湍流-燃燒相互作用進(jìn)行模化。在生成火焰面數(shù)據(jù)庫時(shí)采用的燃燒反應(yīng)機(jī)理為GRIMech 3.0，該機(jī)理共包含53種組分、325個(gè)基元反應(yīng)。壓力-速度耦合算法為PISO，壓力插值算法為二階差分，其他空間離散方法均為二階迎風(fēng)格式。在進(jìn)行等燃燒室熱負(fù)荷工況模擬時(shí)，燃料和空氣進(jìn)口條件均設(shè)置為質(zhì)量流量入口；而在等燃料進(jìn)口壓力工況模擬時(shí)，燃料進(jìn)口條件設(shè)置為壓力入口，燃燒室出口邊界為壓力出口條件，壁面為無滑移邊界條件。

1.3 模擬工況

模擬中所涉及的燃料類型見表1。其中NG1代表試驗(yàn)工況中所采用的天然氣燃料，其低位熱值約為35.95 MJ/m3。NG0為比較基準(zhǔn)的天然氣燃料，其熱值與試驗(yàn)工況燃料較為接近。煤制氣SG0、SG1和SG2的熱值及其中H2、CH4體積分?jǐn)?shù)均依次遞減。

表1 燃料主要成分及特性 Tab.1 Major compositions and properties of the fuels

表2給出了試驗(yàn)工況以及相同熱負(fù)荷時(shí)采用不同燃料所對應(yīng)的操作條件。已知該燃?xì)廨啓C(jī)在燒天然氣（NG0）的1.0工況下，操作壓力為2.1 MPa，進(jìn)氣溫度為743 K，空氣流量為4.84 kg/s。在改燒煤制氣時(shí)，空氣流量保持不變，改變?nèi)剂狭髁恳员ＷC熱負(fù)荷恒定，所以隨燃料熱值的下降，燃料流量逐漸增大。燃料流量和化學(xué)性質(zhì)的變化，有可能改變?nèi)紵业牧鲌龊蜏囟葓龇植迹瑥亩绊懭紵业娜紵阅堋?/p>

表2 試驗(yàn)工況以及等熱負(fù)荷時(shí)的模擬操作條件 Tab.2 The simulated operating conditions for experimental case and cases with constant thermal power

為表征燃燒室的出口溫度分布特征，在不同工況的對比分析中，將燃燒室出口溫度周向分布系數(shù)（FOTDF）定義為燃燒室出口截面內(nèi)的最高燃?xì)饪倻兀═4,max）與燃?xì)馄骄倻兀═4）之差和燃燒室溫升（T4-T3）的比值：

燃燒室出口徑向溫度分布系數(shù)（FRTDF）定義為燃燒室出口截面同一半徑上各點(diǎn)總溫，按周向取算術(shù)平均值后求得的最高平均徑向總溫（T4,max-R）與出口平均總溫之差和燃燒室溫升的比值：

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性分析及模型驗(yàn)證

采用多面體-六面體混合網(wǎng)格對燃燒室內(nèi)的流體域進(jìn)行空間離散化處理，網(wǎng)格在燃燒室子午面上的分布如圖2所示。為捕捉燃燒室頭部及冷卻孔附近的流動(dòng)細(xì)節(jié)，在相應(yīng)區(qū)域進(jìn)行了局部加密。隨后針對試驗(yàn)工況進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性分析，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比對，用于網(wǎng)格獨(dú)立性分析的網(wǎng)格單元總數(shù)分別約為1 500萬、2 400萬、3 500萬。

圖2 應(yīng)用于計(jì)算域的多面體-六面體網(wǎng)格分布 Fig.2 Distribution of the poly-hex mesh employed to the computational domain

表3分別給出了采用NG1燃料的試驗(yàn)工況在不同網(wǎng)格數(shù)時(shí)的燃燒室出口截面FOTDF值、FRTDF值和出口最高溫度。

表3 不同網(wǎng)格數(shù)時(shí)的模擬結(jié)果 Tab.3 Simulation results for different mesh numbers

由表3可以看出：當(dāng)網(wǎng)格數(shù)較少（1 500萬）時(shí)，模擬得到的FOTDF值、FRTDF值明顯較大，出口截面溫度均勻性較差；而隨著網(wǎng)格逐漸加密，所得到的出口溫度分布參數(shù)趨于穩(wěn)定。

試驗(yàn)工況在不同網(wǎng)格尺度下的溫度沿徑向高度的分布與試驗(yàn)結(jié)果對比如圖3所示。由圖3可以看出：當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為1 500萬時(shí)，預(yù)測的FRTDF與試驗(yàn)結(jié)果相比具有較大偏差；隨著網(wǎng)格數(shù)增加到2 400萬時(shí)，進(jìn)一步加密網(wǎng)格將不會(huì)明顯改變FRTDF的分布，且此時(shí)FRTDF的分布趨勢與試驗(yàn)結(jié)果較為接近。需要說明的是，模擬獲得的FRTDF分布曲線與試驗(yàn)結(jié)果相比仍有一定程度的差異，一方面是因?yàn)檎鎸?shí)燃燒室中的摻混過程十分復(fù)雜，即使采用LES也很難復(fù)現(xiàn)試驗(yàn)獲取的FRTDF曲線[23]；另一方面，模擬中提取FRTDF曲線的截面位置與試驗(yàn)測點(diǎn)所處截面位置也可能存在誤差。整體來看，盡管圖3中2 400萬網(wǎng)格獲取的FRDTF曲線很難實(shí)現(xiàn)與試驗(yàn)結(jié)果完全吻合，但試驗(yàn)中測得的出口截面溫度峰值位置及溫度分布趨勢均可通過模擬結(jié)果反映，這在一定程度上驗(yàn)證了本文所采取的模擬方法的可靠性。因此后續(xù)模擬中均采用2 400萬的網(wǎng)格進(jìn)行模擬分析。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)時(shí)的FRTDF曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對比 Fig.3 FRTDF curves for different mesh numbers and the comparison with experimental data

此外，考慮到單筒燃燒室試驗(yàn)時(shí)，封閉燃燒室外機(jī)匣扇形通道的兩直壁面實(shí)際為無滑移壁面邊界，而非模擬中采用的周期性邊界。為評(píng)估該處壁面邊界條件定義對計(jì)算結(jié)果的影響，圖3中還增加了將周期性邊界替換為無滑移邊界（Wall）時(shí)的計(jì)算結(jié)果?？梢钥闯觯撨吔绲恼{(diào)整盡管會(huì)在一定程度上增加FRTDF的峰值溫度，但并未明顯改變高溫區(qū)的位置分布。這也有效支持了單筒燃燒室試驗(yàn)結(jié)果與全環(huán)燃燒室試驗(yàn)結(jié)果的相似性，證明單筒燃燒室試驗(yàn)結(jié)果可在一定程度上指導(dǎo)全環(huán)燃燒室的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

2 結(jié)果與討論

2.1 不同燃料對燃燒室性能的影響

當(dāng)燃料成分改變時(shí)，燃料的熱值、絕熱火焰溫度以及反應(yīng)速率等均會(huì)發(fā)生相應(yīng)的改變，從而導(dǎo)致燃燒場的改變，有可能影響燃?xì)廨啓C(jī)的安全運(yùn)行。因此在進(jìn)行變?nèi)剂线\(yùn)行時(shí)，有必要對燃燒室性能變化進(jìn)行評(píng)估。

2.1.1 總體性能

表4給出了不同燃料工況下模擬得到的燃燒室關(guān)鍵性能參數(shù)。由表4可以看出，隨著燃料熱值的減小，燃燒室出口平均溫度有了小幅的下降，這是因?yàn)槿剂腺|(zhì)量流量增加，同時(shí)燃燒產(chǎn)物中熱容較高的H2O體積分?jǐn)?shù)有了一定程度的增加。然而，燃燒室出口最高溫度并未有明顯下降，甚至在H2體積分?jǐn)?shù)最高的SG2工況下，其出口溫度峰值超過了NG0工況。從而導(dǎo)致改燒煤制氣時(shí)，其FOTDF和FRTDF值均有了一定程度的升高，但是在一定范圍內(nèi)仍然能夠滿足設(shè)計(jì)要求。

表4 不同燃料時(shí)的模擬結(jié)果 Tab.4 Simulation results for different fuels

此外，由于在保證燃燒室熱負(fù)荷不變的前提下，隨燃料熱值的下降需要大幅增加燃料流量，所需燃料進(jìn)氣壓力也隨之大幅提高。當(dāng)燃料由NG0切換為SG2時(shí)，燃料進(jìn)口絕對壓力上升了0.73 MPa。這說明在噴嘴結(jié)構(gòu)不變的條件下，改燒低熱值煤制氣時(shí)，將會(huì)導(dǎo)致燃料管路壓降的大幅增加。

改燒不同燃料時(shí)的FRTDF溫度曲線如圖4所示。

圖4 不同燃料時(shí)的FRTDF曲線 Fig.4 FRTDF curves for different fuels

整體來看，改燒不同熱值煤制氣并未明顯改變出口高溫區(qū)的高度分布。但隨著燃料熱值的下降，煤制氣工況下的溫度分布整體低于天然氣工況，這一趨勢在出口面上半?yún)^(qū)更為明顯。

2.1.2 流場分析

不同燃料工況下軸向速度分布如圖5所示。

圖5 子午面軸向速度分布 Fig.5 Distribution of axial velocity at the meridian plane

由圖5可以看出，4種工況下的流場結(jié)構(gòu)十分相似。燃燒室頭部的回流區(qū)均處于旋流器出口和主燃孔之間，在回流區(qū)下游，燃燒室中部的氣體流速均處于50～60 m/s。為更直觀地對比不同工況下的流場變化，提取燃燒室中心軸線上軸向速度分布,如圖6所示。幾種燃料工況下速度分布的差異主要出現(xiàn)在燃料中心噴孔出口附近，這主要是由于燃料 熱值下降時(shí)，為保證燃燒室熱負(fù)荷恒定，低熱值 煤制氣的體積流量大幅增加，從而使得燃料射流速度有了很大的提高。當(dāng)X< 0.1 m時(shí)，燃料射流速度的提高明顯削弱了燃燒室中心區(qū)的回流速度；而在X> 0.1 m以后，燃料熱值的變化并不會(huì)對流場分布造成明顯影響。

圖6 中心軸線上軸向速度分布 Fig.6 Profiles of axial velocity along the central axis

頭部流場對燃燒穩(wěn)定性有重要影響，為了更詳細(xì)對比不同熱值燃料時(shí)的頭部流場變化，圖7給出了不同燃料工況下的第一排冷卻孔附近橫截面軸向速度分布云圖。由圖7可以看出，在第一排冷卻孔附近橫截面，4種燃料工況下均形成了中心回流區(qū)和角回流區(qū)，這有利于點(diǎn)火和穩(wěn)定燃燒。同時(shí)也可以看出，隨著燃料熱值的降低，中心回流區(qū)逐漸縮小，而角回流區(qū)略有增大。由于燃燒室采用擴(kuò)散燃燒方式，穩(wěn)定燃燒范圍比較寬，而高溫?zé)煔饣亓骺梢赃M(jìn)一步拓寬穩(wěn)定燃燒邊界，所以改燒中低熱值煤制氣可以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定燃燒。

圖7 第一排冷卻孔附近橫截面軸向速度分布 Fig.7 Distribution of axial velocity at the cutplane near the first row of cooling holes

2.1.3 溫度場分析

不同燃料時(shí)的子午面溫度場分布如圖8所示。當(dāng)燃料為天然氣時(shí)，旋流器出口處的火焰存在明顯的抬升，且燃燒室中心的高溫?zé)煔庋鼗亓鲄^(qū)向上游延伸。而當(dāng)燃料為煤制氣時(shí)，由于燃料中H2體積分?jǐn)?shù)的增加，燃料的點(diǎn)火延遲時(shí)間明顯縮短，在旋流空氣和燃料射流的交界面處形成了明顯的火焰鋒面，并向上游延伸至旋流器出口附近，這會(huì)增加噴嘴燒蝕的風(fēng)險(xiǎn)。此外，由于中心燃料噴嘴射流速度的提高，中心回流區(qū)對于高溫?zé)煔獾木砦饔靡灿辛嗣黠@的下降。

圖8 子午面溫度分布 Fig.8 Distribution of temperature at the meridian plane

圖9為中心軸線上的溫度分布曲線。其更為直觀地體現(xiàn)了這一趨勢：隨著燃料熱值的下降，燃料射流速度的提高，中心高溫區(qū)逐漸向下游移動(dòng)。

圖9 中心軸線上溫度分布 Fig.9 Profiles of temperature along the central axis

圖10為不同燃料時(shí)，位于主燃孔上游附近（距離約1.5倍主燃孔直徑）橫截面上的溫度分布云圖。由圖10可以看出：當(dāng)燃料熱值較高（如NG0）時(shí)，該截面上存在一2 000 K左右的環(huán)形高溫區(qū)；而隨著燃料熱值的下降，該環(huán)形高溫區(qū)逐漸內(nèi)移且溫度降低，這將更有利于主燃孔上游的火焰筒壁面的冷卻；此外，由于燃料孔射流速度增加造成中心高溫區(qū)后移，該截面上中心高溫區(qū)溫度隨著燃料熱值的下降也逐漸降低。

不同燃料工況下的燃燒室出口溫度分布如 圖11所示。由圖11可以看出，由于流場結(jié)構(gòu)的相似性，4種工況的出口高溫區(qū)輪廓分布基本一致。其中，SG0和SG1工況的高溫區(qū)分布十分相似。但從圖4的FRTDF曲線可以看出，SG1工況下的高溫區(qū)分布更為集中，這在圖11中體現(xiàn)為高溫區(qū)面積的收縮。整體來看，隨著燃料熱值的降低，出口截面高溫區(qū)逐漸趨于集中，燃燒室出口溫度分布的均勻性有了一定程度的下降。

圖11 出口面溫度分布 Fig.11 Temperature distribution at the outlet plane

2.2 燃料入口壓力相同時(shí)的燃燒室性能

為分析在燃燒室結(jié)構(gòu)和燃料進(jìn)氣壓力不變的情況下，改變?nèi)剂蠠嶂禃r(shí)燃燒室性能的變化，提取NG0工況的燃料進(jìn)口壓力為2.26 MPa，保持此壓力以及空氣流量不變，分別對SG0、SG1、SG2燃料工況進(jìn)行模擬計(jì)算，計(jì)算結(jié)果見表5。

表5 燃料進(jìn)口壓力不變時(shí)的燃燒室性能 Tab.5 Combustor performances at constant fuel inlet pressure

由表5中燃料流量的計(jì)算結(jié)果可以看出，當(dāng)保持燃料進(jìn)口壓力恒定時(shí)，燃料質(zhì)量流量的變化并不是十分明顯。但是由于燃料熱值的下降，當(dāng)燃料由天然氣切換為煤制氣時(shí)，燃燒室熱負(fù)荷出現(xiàn)了大幅的下降。同時(shí)，因?yàn)榭諝饬坎蛔?，燃燒室運(yùn)行的整體燃空比也隨之下降，因此燃燒室出口平均溫度水平有了明顯的降低，這將進(jìn)一步導(dǎo)致燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率的下降。此外，在燃料質(zhì)量流量相近的條件下，煤制氣由于H2體積分?jǐn)?shù)較高，其燃燒速率高于天然氣，同時(shí)燃?xì)鉁囟认陆狄矔?huì)降低煙氣流速，增加燃燒室停留時(shí)間，使得燃料在燃燒室頭部快速燃盡并在下游有了充分的時(shí)間進(jìn)行摻混，因此煤制氣工況下的FRTDF值和FOTDF值有了明顯的下降，燃燒室出口溫度分布的均勻性有所改善。

在燃燒室結(jié)構(gòu)不變時(shí)改燒低熱值煤制氣，適當(dāng)降低負(fù)荷運(yùn)行是可行的，能夠保證燃燒室安全運(yùn)行以及出口溫度分布均勻性。

3 結(jié) 論

本文通過對某天然氣燃燒室改燒不同熱值煤制氣的運(yùn)行工況的數(shù)值模擬研究，得到如下結(jié)論：

1）在等燃燒室熱負(fù)荷的前提下，燃燒室的整體流場結(jié)構(gòu)基本不變，但隨燃料熱值的下降，燃燒室中心高溫區(qū)后移，出口溫度的均勻性會(huì)隨之下降（體現(xiàn)為FRTDF值和FOTDF值增加），但是在一定范圍內(nèi)仍然能夠滿足要求。

2）燃料中H2體積分?jǐn)?shù)的增加會(huì)在旋流器噴嘴附近形成明顯的火焰鋒面，這增加了噴嘴燒蝕的風(fēng)險(xiǎn)。

3）在等燃料進(jìn)口壓力的前提下，隨燃料熱值的降低，燃料質(zhì)量流量基本保持不變，燃燒室熱負(fù)荷會(huì)下降，但是出口溫度分布的均勻性有所改善。

綜上所述，當(dāng)燃料熱值降低時(shí)，應(yīng)適當(dāng)調(diào)整運(yùn)行策略或燃燒室結(jié)構(gòu)以避免燃燒室性能的惡化，比如：適當(dāng)降低燃燒室熱負(fù)荷以改善出口溫度分布，適當(dāng)增加燃料孔直徑以降低燃料管路壓降，適當(dāng)優(yōu)化噴嘴結(jié)構(gòu)以降低噴嘴燒蝕的風(fēng)險(xiǎn)等。