甲醇/柴油雙燃料旋流燃燒器燃燒特性模擬

張全，龔卡，高雅

(1.中南大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院，湖南長沙，410083；2.中國航發(fā)湖南動力機(jī)械研究所，湖南株洲，412002)

目前清潔能源的發(fā)展越來越受到人們的重視[1-2]。甲醇燃料具有清潔、經(jīng)濟(jì)性好、來源廣泛等優(yōu)點，但具有熱值低、熱效率低和需要催化燃燒等缺點，限制了其在大部分場合的使用[3-5]。甲醇/柴油雙燃料燃燒是將甲醇燃料和柴油分別通過不同的噴口噴入燃燒室中混燃的燃燒技術(shù)，克服了單甲醇燃料燃燒時燃燒溫度低的缺點，同時，可以降低柴油燃料燃燒時氮氧化物排放量。由于甲醇和柴油通過不同的噴嘴進(jìn)入燃燒室，不需要考慮甲醇和柴油溶解極限的問題，因而，可以使甲醇和柴油以任意比例混燃[6]。甲醇/柴油雙燃料燃燒器可以替代部分對燃燒溫度要求不高的柴油燃燒器。目前，國內(nèi)外對甲醇和柴油混燃的研究主要是發(fā)動機(jī)內(nèi)的燃燒過程。姚春德等[7-11]針對甲醇和柴油在發(fā)動機(jī)中的燃燒過程，提出了“柴油/甲醇二元燃燒”，其實施方式是：在發(fā)動機(jī)進(jìn)氣管上布置甲醇噴嘴，通過甲醇電控單元控制甲醇噴射，形成甲醇空氣預(yù)混氣，進(jìn)入氣缸并由直噴柴油引燃。HUANG等[12]研究了不同負(fù)載條件下混合甲醇對生物柴油燃燒和排放特性的影響。張全等[6]通過試驗研究了甲醇和柴油的質(zhì)量流量比對燃燒溫度分布的影響。

目前，人們對甲醇和柴油在燃燒器內(nèi)混燃的研究較少，而對雙燃料旋流燃燒器的研究主要集中在燃料比[13-14]、燃燒室結(jié)構(gòu)[15-16]、空氣過剩系數(shù)[17]等對燃燒特性的影響上。為此，本文作者利用ANSYS軟件建立甲醇/柴油雙燃料非預(yù)混旋流燃燒器在受限空間內(nèi)燃燒的數(shù)值模型，并通過燃燒實驗對模型進(jìn)行驗證。運用燃燒模型分析醇柴比、風(fēng)孔徑向角和空氣過剩系數(shù)對甲醇/柴油雙燃料燃燒溫度、不均勻度、燃盡率和火焰長度的影響，并通過正交模擬分析甲醇/柴油雙燃料醇柴比、風(fēng)孔徑向角和空氣過剩系數(shù)對上述燃燒特性的影響。

1 雙燃料燃燒器和燃燒試驗

1.1 雙燃料燃燒器與燃燒火道

甲醇/柴油雙燃料非預(yù)混旋流燃燒器結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示，由燃燒室、輻射板、風(fēng)孔、燃料噴嘴和風(fēng)腔等組成。燃燒室側(cè)壁上共布置5 排，每排13個，共計65 個風(fēng)孔，相鄰兩排風(fēng)孔交錯布置，風(fēng)孔徑向角為29°。柴油燃料從位于中心的柴油噴嘴噴入燃燒室內(nèi)，甲醇燃料從燃燒室側(cè)壁上對稱布置的2個甲醇噴嘴噴入燃燒室內(nèi)，并在旋流風(fēng)的組織下混合燃燒。

圖1 燃燒器和火道的結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Schematic diagrams of combustor and combustion chamber

圓筒火道的結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示，火道高為0.90 m，外徑為0.24 m，內(nèi)部安裝厚度為0.02 m的耐火棉。圓筒一側(cè)從下往上均勻布置6 個直徑為0.03 m 的觀測孔，相鄰觀測孔的圓心距為0.10 m，最下方觀測孔圓心與火道底面的距離為0.20 m。

1.2 雙燃料混燃試驗

1.2.1 試驗系統(tǒng)

雙燃料混燃實驗系統(tǒng)如圖2 所示，其主要由3部分組成。

圖2 燃燒試驗系統(tǒng)圖Fig.2 Diagram of combustion experiment system

1)燃料供應(yīng)系統(tǒng)由燃料油箱、電子秤、燃料管道及閥門組成。油箱距離地面高1.90 m，足以保證供油壓力；流量計與閥門配合使用，以控制實驗過程中燃料的質(zhì)量流量。

2)供風(fēng)與排煙系統(tǒng)包括風(fēng)機(jī)、風(fēng)機(jī)管道及排氣扇。風(fēng)機(jī)額定功率為550 W，額定轉(zhuǎn)速為2 800 r/min，共有6 個可調(diào)檔位，用于控制進(jìn)風(fēng)量，流速由轉(zhuǎn)子流量計測量。

3)雙燃料燃燒系統(tǒng)由雙燃料燃燒器和圓筒火道組成?；鸬赖酌媾c燃燒器出口重合，限制火焰，使擴(kuò)散火焰集中在受限空間內(nèi)。

1.2.2 試驗工況

定義甲醇燃料和柴油的消耗速率之比為醇柴比：

式中：β為醇柴比；vM為甲醇燃料的消耗速率，kg/s；vD為柴油燃料的消耗速率，kg/s。

雙燃料混燃實驗在醇柴比為5 的工況下進(jìn)行。具體工況如表1所示。

表1 試驗工況Table 1 Experimental condition

1.2.3 測溫方案

使用溫度標(biāo)定后的鎳鉻-鎳熱電偶即K型熱電偶測量火道內(nèi)部溫度。6個觀測孔高度分別為0.2，0.3，0.4，0.5，0.6 和0.7 m，在每個觀測孔上根據(jù)熱電偶伸入火道內(nèi)的長度不同，設(shè)置5 個測溫點，火道中軸線的橫坐標(biāo)為0 m，則5 個測點的橫坐標(biāo)分別為-0.06，-0.03，0，+0.03和+0.06 m，共測量30個測點溫度，每個測點測量3次。

2 數(shù)值模型及驗證

2.1 網(wǎng)格模型

對燃燒器與火道按1∶1建模，計算域包括燃燒器內(nèi)部空間、風(fēng)孔和火道內(nèi)部空間，三維坐標(biāo)原點位于混燃室底部中心，甲醇燃料進(jìn)口分別位于X軸的正、負(fù)半軸，以Z軸的正方向作為燃燒器與火道的軸向方向。燃燒器高為0.10 m，底部直徑為0.09 m，出口直徑為0.12 m；圓筒火道高0.90 m，直徑為0.20 m。幾何模型和網(wǎng)格分布如圖3 所示。對燃燒器內(nèi)部和火道壁面邊界網(wǎng)格進(jìn)行加密處理，網(wǎng)格總數(shù)為403 551個，經(jīng)網(wǎng)格獨立性分析，網(wǎng)格質(zhì)量滿足計算要求。

圖3 網(wǎng)格分布示意圖Fig.3 Schematic diagram of grid distribution

2.2 計算模型

在該模型中，對穩(wěn)態(tài)控制方程在三維空間上求解。湍流模型采用基于Boussinesq渦黏假定提出的k-?模型雙方程模型。常見的k-?模型有Standardk-?模型、RNGk-?模型和Realizablek-?模型。不同湍流模型在火道中心線上溫度計算結(jié)果如圖4所示。從圖4可見：Standardk-?模型在中心線上的溫度與實驗溫度誤差較小，因此，選擇Standardk-?模型作為雙燃料混燃仿真研究的湍流模型。

圖4 不同湍流模型在中軸線上的溫度分布Fig.4 Temperature distribution along the central axis of different turbulence models

雙燃料混燃屬于非預(yù)混燃燒，燃燒速率取決于燃料與氧化劑的混合速度?；诒疚难芯磕康?，選擇計算量相對較小的基于“簡單化學(xué)反應(yīng)系統(tǒng)”和“快速反應(yīng)”假設(shè)的PDF 燃燒模型。液滴的運動、加熱與蒸發(fā)過程通過DPM 模型實現(xiàn)?；旌狭黧w為連續(xù)相，由歐拉公式描述；燃料液滴為離散相，運動過程由拉格朗日公式描述。輻射模型采用P-1輻射模型。

2.3 邊界條件

以實驗工況為基礎(chǔ)工況，其邊界條件設(shè)置如表2所示。

表2 邊界條件Table 2 Boundary conditions

2.4 計算結(jié)果與模型驗證

X=0平面上溫度分布云圖如圖5(a)所示。從圖5(a)可見：溫度在X=0平面上呈“雙峰”狀結(jié)構(gòu)分布，由于回流區(qū)的存在，中心位置的溫度相對較低；同時，由于火道壁面散熱，溫度沿軸向衰減。圖5(b)所示為X=0平面上軸向速度的分布云圖，可以發(fā)現(xiàn)2個回流區(qū)域，即旋流供風(fēng)產(chǎn)生的壓力差形成的中心回流區(qū)和燃燒器出口處突闊結(jié)構(gòu)形成的外部回流區(qū)，軸向速度沿軸向衰減。

圖5 X=0平面溫度和軸向速度的分布云圖Fig.5 Distribution of temperature and axial velocity in the plane at X=0

本文以火道內(nèi)的溫度分布驗證數(shù)值模型的正確性。通過下式可以計算各測點溫度計算值與實驗值的相對誤差δ：

式中：Tm和Tg分別為仿真溫度和實驗溫度，K。

各個位置溫度的實驗值、計算值和相對誤差如表3所示。從表3可見：各個位置溫度計算值整體上略高于實驗值，且溫度相對誤差有隨高度增大的趨勢，這是數(shù)值模型中未考慮測溫孔的散熱所致。由于各點溫度相對誤差均不超過5%，同時，溫度分布規(guī)律與實驗所得規(guī)律保持一致，說明建立的仿真模型合理，可采用此模型進(jìn)行研究。

表3 各測點溫度的實驗值、計算值和相對誤差Table 3 Experimental value,calculated value and relative error of temperature at each measuring point

2.5 評價指標(biāo)

燃燒反應(yīng)過程是燃料轉(zhuǎn)化成其他組分的過程，采用燃燒器內(nèi)部燃料的消耗速率與燃料通過噴孔進(jìn)入燃燒器內(nèi)質(zhì)量流量之比表示燃料的燃盡率，燃燒器內(nèi)部燃料的消耗速率即為燃料進(jìn)入燃燒器內(nèi)的質(zhì)量流量減去燃燒器出口(Z=100 mm 平面)燃料的凈流出質(zhì)量流量；ζM(見式(3))，ζD(見式(4))和ζmix(見式(5))分別表示甲醇、柴油和混合燃料的燃盡率[18]。燃盡率表征燃料參與燃燒的程度，燃盡率越大，意味著燃燒器內(nèi)更多的燃料與空氣發(fā)生燃燒反應(yīng)，有利于燃料完全燃燒。

式中：VM,in和VD,in分別為甲醇和柴油通過噴孔進(jìn)入燃燒器的質(zhì)量流量，kg/s；VM,out和VD,out分別表示甲醇和柴油凈流出燃燒器出口(Z=0.1 m 平面)的質(zhì)量流量，kg/s；β為醇柴比。

在工業(yè)應(yīng)用中，溫度不均勻度是評價燃燒品質(zhì)的重要指標(biāo)，不均勻度越低意味著溫度梯度越低，物料可以被均勻加熱。溫度場不均勻度可用最大不均勻度δmax和整體不均勻度σ[19]表征：

式中：Tmax與Tavg分別為整個計算域內(nèi)節(jié)點溫度的最大值與平均值，K；Ti為計算節(jié)點溫度，K；Ω為量綱一體積。

目前，火焰長度的判定方法包括：在燃燒實驗中采用平面激光誘導(dǎo)熒光技術(shù)，跟蹤OH等比較活躍的組分判定火焰長度；通過CO2或CO濃度判定火焰長度；通過溫度的等值線判定火焰長度；通過混合分?jǐn)?shù)判定火焰長度等[20-21]。本文采用CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿軸向的分布來判定火焰長度，指定CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1×10-4時的Z軸橫坐標(biāo)值為火焰長度L。

3 單因素分析

3.1 醇柴比對燃燒特性的影響

固定燃燒功率為30 kW，空氣過剩系數(shù)為1.2，風(fēng)孔徑向角為29°，通過上述計算模型分別模擬醇柴比β為1，3，5，7和9時的燃燒特性。

各醇柴比截面平均溫度沿軸向(Z向)分布如圖6 所示。從圖6 可見：水平截面平均溫度沿軸向呈“單峰”狀分布，平均溫度最高的位置集中在燃燒器出口附近，甲醇燃料蒸發(fā)溫度低，能夠迅速氣化與空氣混合，且甲醇自身含氧，燃燒速度快，同時，甲醇的燃燒熱又加快了柴油的蒸發(fā)和燃燒，所以，隨著醇柴比增加，高溫區(qū)沿Z軸坐標(biāo)減小的方向移動；甲醇的理論燃燒溫度比柴油的理論燃燒溫度低，醇柴比增加，截面平均溫度最大值降低；當(dāng)醇柴比從1 增加到9 時，高溫區(qū)后移約0.04 m，溫度的峰值降低92 K。

圖6 醇柴比β對截面平均溫度沿軸向分布的影響Fig.6 Influence of methanol diesel ratio on axial distribution of average cross section temperature

燃盡率隨醇柴比的變化如圖7所示。從圖7可見：當(dāng)醇柴比為3 時，混合燃盡率達(dá)到最大值(99.39%)；對柴油而言，增大醇柴比，柴油流量減小，有利于柴油整體的蒸發(fā)和燃燒，燃盡率提高，且在醇柴比較小時提高顯著，并在醇柴比大于5時，柴油燃盡率接近1；當(dāng)醇柴比為3 時，甲醇燃盡率達(dá)到最大值(99.52%)；當(dāng)醇柴比由9 降低到3時，燃盡率逐漸提高，繼續(xù)降低醇柴比，由于整體燃燒減弱，反而會導(dǎo)致燃盡率降低。

圖7 醇柴比β對燃盡率的影響Fig.7 Influence of methanol diesel ratio β on burnout rate

醇柴比對燃燒溫度和不均勻度的影響如圖8所示。從圖8可見：隨著醇柴比增加，最高溫度和平均溫度均降低；平均溫度的變化較小，最大不均勻度隨醇柴比增加而降低；當(dāng)醇柴比為3～7時，整體不均勻度較穩(wěn)定，在醇柴比從1增加到3以及從7增加到9時，整體不均勻度變化較大。

圖8 醇柴比β對燃燒溫度和不均勻度的影響Fig.8 Influence of methanol diesel ratio on combustion temperature and nonuniformity

不同醇柴比下CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿軸向的分布如圖9所示。從圖9可見：隨著燃料比增加，CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)減??；最大值坐標(biāo)前移，說明醇柴比增加有利于燃料與氧化劑混合，使高溫區(qū)前移，同時，有利于減少燃燒過程中CO的生成。

圖9 醇柴比β對CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿軸向分布的影響Fig.9 Influence of methanol diesel ratio on CO mass fraction distribution along axial direction

醇柴比為1，3，5，7 和9 時對應(yīng)的火焰長度分別為0.178，0.163，0.133，0.137 和0.202 m。當(dāng)醇柴比為5時，火焰長度最短；當(dāng)醇柴比從1增加到5時，柴油轉(zhuǎn)化率增加，燃料迅速燃燒，高溫區(qū)前移，因此，火焰長度減?。浑S著醇柴比繼續(xù)增加，甲醇轉(zhuǎn)化率減小，燃燒器出口處的未燃甲醇燃料增加，從而導(dǎo)致火焰長度增加。

3.2 風(fēng)孔徑向角對燃燒特性的影響

固定醇柴比為5，空氣過剩系數(shù)為1.2，通過上述計算模型分別模擬風(fēng)孔徑向角θ為23°，26°，29°，32°和35°時的燃燒特性。

燃盡率隨風(fēng)孔徑向角的變化如圖10 所示。從圖10 可見：隨著風(fēng)孔徑向角增大，燃燒器內(nèi)部的中心回流區(qū)略增大，同時，回流速度增大，導(dǎo)致回流區(qū)外部的軸向速度增大，從側(cè)壁噴入的甲醇燃料在燃燒器內(nèi)的停留時間減少，從而甲醇的燃盡率降低，而從中心噴入的柴油燃料受到風(fēng)孔徑向角的影響較小?；旌先剂先急M率最大的風(fēng)孔徑向角為23°。

圖10 風(fēng)孔徑向角對燃盡率的影響Fig.10 Influence of angle of wind aperture on burnout rate

燃燒溫度和不均勻度隨風(fēng)孔徑向角的變化如圖11 所示。從圖11 可見：隨著風(fēng)孔徑向角增加，平均溫度略增加，各工況下，火道內(nèi)的最高溫度在風(fēng)孔徑向角為29°時取到最大值，最大不均勻度在風(fēng)孔徑向角為32°時達(dá)最小值(35.67%)。整體不均勻度隨風(fēng)孔徑向角增大而增大。

圖11 風(fēng)孔徑向角對燃燒溫度和不均勻度的影響Fig.11 Influence of angle of wind aperture on combustion temperature and nonuniformity

風(fēng)孔徑向角對CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿軸向分布如圖12所示。從圖12 可見：隨著風(fēng)孔徑向角增加，燃盡率降低；隨著軸向速度增加，CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯增加，可見較小的徑向角有利于燃料與氧化劑摻混，減小燃料在燃燒器中的不完全燃燒程度；隨著徑向角增加，燃盡率降低，同時，軸向速度增加，導(dǎo)致火焰長度增加；23°，26°，29°，32°和35°這5 種空氣入口徑向角工況對應(yīng)的火焰長度分別為0.126，0.129，0.133，0.135和0.142 m。

圖12 風(fēng)孔徑向角θ對CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿軸向分布的影響Fig.12 Influence of angle of wind aperture on CO mass fraction distribution along axial direction

3.3 空氣過剩系數(shù)對燃燒特性的影響

固定醇柴比為5，風(fēng)孔徑向角為29°，通過計算模型分別模擬空氣過剩系數(shù)n為1.10，1.15，1.20，1.25和1.30時的燃燒特性。

燃盡率隨空氣過剩系數(shù)的變化如圖13 所示。從圖13 可見：隨著空氣過剩系數(shù)增加，甲醇與柴油的燃盡率均提高，當(dāng)空氣過剩系數(shù)從1.1增加到1.3時，甲醇燃料的燃盡率提高了3.41%。

圖13 空氣過剩系數(shù)對燃盡率的影響Fig.13 Influence of excess air coefficient on burnout rate

空氣過剩系數(shù)對燃燒溫度和不均勻度的影響如圖14所示。從圖14可見：隨著空氣過剩系數(shù)增加，由于一部分燃燒熱被用來加熱多余的低溫空氣，導(dǎo)致整個流動區(qū)域的最大溫度以及平均溫度減小，但最大不均勻度也隨之減??；整體不均勻度變化較小，且在過剩空氣系數(shù)為1.3時取到最小值(7.21%)。

圖14 空氣過剩系數(shù)對燃燒溫度和不均勻度的影響Fig.14 Influence of excess air coefficient on combustion temperature and nonuniformity

空氣過剩系數(shù)對CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿軸向分布的影響如圖15所示。從圖15可見：隨著空氣過剩系數(shù)增加，CO的質(zhì)量分?jǐn)?shù)明顯減小，可見較大的空氣過剩系數(shù)有利于燃料與氧化劑摻混，減小燃料在燃燒器中的不完全燃燒程度。因此，空氣過剩系數(shù)越大，火焰長度越短，n為1.10，1.15，1.20，1.25 和1.30 時，火焰長度分別為0.227，0.153，0.133，0.128和0.113 m。

圖15 空氣過剩系數(shù)n對CO質(zhì)量分?jǐn)?shù)沿軸向分布的影響Fig.15 Influence of excess air coefficient on CO mass fraction distribution along axial direction

4 正交模擬計算

在實際燃燒過程中，醇柴比、空氣過剩系數(shù)和風(fēng)孔徑向角對雙燃料混燃燃燒特性的作用是相互影響的，因此，采用正交分析的方法，研究醇柴比(A)、空氣過剩系數(shù)(B)和風(fēng)孔徑向角(C)對甲醇/柴油雙燃料燃燒過程平均溫度、整體不均勻度、燃盡率和燃燒火焰長度的影響。進(jìn)行三因素三水平的正交模擬，各因素水平分布如表4所示，正交模擬方案和模擬結(jié)果如表5所示。

表4 因素水平表Table 4 Factor level table

表5 正交模擬方案和模擬結(jié)果Table 5 Orthogonal simulation scheme and simulation results

正交模擬直觀分析結(jié)果如表6 所示。從表6可見：

表6 正交模擬直觀分析結(jié)果Table 6 Results of orthogonal simulation

1)醇柴比對甲醇/柴油雙燃料平均溫度、整體不均勻度、混合燃盡率和火焰長度的影響最大。在研究范圍內(nèi)，甲醇/柴油雙燃料平均溫度和整體不均勻度隨醇柴比增加而降低，混合燃料燃盡率在醇柴比為5時取到最大值，火焰長度在醇柴比為5時最短。

2)空氣過剩系數(shù)對平均溫度、整體不均勻度和混合燃盡率的影響居次要地位。在研究范圍內(nèi)，甲醇/柴油雙燃料平均溫度在空氣過剩系數(shù)為1.2時取得最大值，整體不均勻度隨著空氣過剩系數(shù)增加而降低，混合燃料燃盡率隨空氣過剩系數(shù)增加而增加。

3)風(fēng)孔徑向角對火焰長度的影響較小。在研究范圍內(nèi)，火焰長度在風(fēng)孔徑向角為29°時取到最小值。

通過分析這3種因素對雙燃料燃燒器燃燒特性的影響，根據(jù)實際需求場合，若需要平均溫度高，則最優(yōu)組合為A1B2C2，即醇柴比為1，空氣過剩系數(shù)為1.2，風(fēng)孔徑向角為29°(見表4)，此時，平均溫度為1 557 K；若需要較低的整體不均勻度，則最優(yōu)組合為A3B1C3，即醇柴比為9，空氣過剩系數(shù)為1.1，風(fēng)孔徑向角為35°，此時，整體均勻度為7.21%；若需要燃盡率最高，則最優(yōu)組合為A2B3，即醇柴比為5，空氣過剩系數(shù)為1.3；若需要火焰長度最短，則最優(yōu)水平為A2B3C2，即醇柴比為5，空氣過剩系數(shù)為1.3，風(fēng)孔徑向角為29°。在實際運用場合中，一般需綜合多個因素，同時還需考慮經(jīng)濟(jì)性和安全性等選取運行參數(shù)。

5 結(jié)論

1)隨著醇柴比增加，甲醇/柴油雙燃料高溫區(qū)后移，最高溫度降低；當(dāng)醇柴比從1 增加到9 時，高溫區(qū)后移約0.04 m，溫度的峰值降低92 K；隨著醇柴比增加，柴油燃盡率增加，最大不均勻度和整體不均勻度降低；當(dāng)醇柴比為3時，甲醇燃盡率取到最大值(99.52%)；當(dāng)醇柴比為5 時，火焰長度最短為0.133 m。

2)風(fēng)孔徑向角增大，軸向速度增加，回流區(qū)擴(kuò)大，甲醇燃盡率和混合燃盡率降低，不均勻度增大，火焰長度變長。

3)空氣過剩系數(shù)增大促進(jìn)了燃料與氧化劑的混合，燃盡率增大，同時反應(yīng)更加迅速，火焰長度變短；最大不均勻度和整體不均勻度降低，溫度分布更加均勻。

4)醇柴比平均溫度、整體不均勻度、混合燃盡率和火焰長度的影響均最大；空氣過剩系數(shù)對平均溫度、整體不均勻度和混合燃盡率的影響居次要地位；風(fēng)孔徑向角對火焰長度的影響居次要地位；當(dāng)醇柴比為1，空氣過剩系數(shù)為1.2，風(fēng)孔徑向角為29°時，平均溫度最高為1 557 K；當(dāng)醇柴比為9，空氣過剩系數(shù)為1.1，風(fēng)孔徑向角為35°時，整體不均勻度最低為7.21%；當(dāng)醇柴比為5，空氣過剩系數(shù)為1.3時，燃盡率最高；當(dāng)醇柴比為5，空氣過剩系數(shù)為1.3，風(fēng)孔徑向角為29°時，火焰長度最短。