曾潔玙，熊燕,3，鄭祥龍， 劉 艷,3，肖云漢,3

(1.中國科學(xué)院先進能源動力重點實驗室(工程熱物理研究所)，北京 100190；2. 中國科學(xué)院大學(xué)，北京 100049；3. 中國科學(xué)院能源動力研究中心，江蘇 連云港 222069)

重型燃氣輪機是能源高效轉(zhuǎn)化和潔凈利用系統(tǒng)的核心動力設(shè)備，正朝著更高參數(shù)和高循環(huán)效率方向發(fā)展。燃燒室作為核心部件之一面臨著燃氣溫度提高、污染物排放限制帶來的新挑戰(zhàn)，需同時滿足更高的進出口溫度和壓力、更低的污染物排放和更寬的穩(wěn)定運行范圍等要求。亟需對燃燒組織進行優(yōu)化，從而催生了一系列新的燃燒技術(shù)[1-3]。

柔和燃燒(MILD，Moderate or Intense Low oxgen Dilution)又名無焰燃燒，作為一種先進燃燒技術(shù)，具有污染物排放低、燃料適應(yīng)性強和燃燒穩(wěn)定性高的優(yōu)勢。柔和燃燒的實現(xiàn)取決于混合物的溫度和氧濃度，對反應(yīng)物初始溫度和燃燒過程最大溫升提出了具體要求[4]，Wunning等[5]提出僅當回流比大于臨界回流比才能達到柔和燃燒條件。

如何低壓損實現(xiàn)柔和燃燒所需的高煙氣回流比例是柔和燃燒器的設(shè)計重點，高速射流引射回流是實現(xiàn)方式之一[6]，燃料空氣混合氣經(jīng)由燃燒器頭部環(huán)形布置的噴嘴高速射入燃燒室，通過引射實現(xiàn)煙氣回流。摻混后的煙氣溫度高于自點火溫度，從而燃燒穩(wěn)定性較好；同時，混合氣在反應(yīng)前被回流煙氣稀釋，降低了峰值溫度，減少了熱力型NOx的生成；而高速射流則使回火發(fā)生的可能性大大降低[7]。但低當量比工況下，不易建立柔和燃燒所需條件，燃燒穩(wěn)定范圍有待提高。

B.Danon等人[8-10]針對柔和燃燒室中的燃料適應(yīng)性、燃燒室出口溫度、進口速度、預(yù)混程度等參數(shù)對排放性能和穩(wěn)定低排放運行范圍的影響展開了研究。P.Kutne等人[11]則研究了高壓下煙氣循環(huán)對柔和燃燒器的火焰穩(wěn)定性的作用。J.Zanger[7]、T.Roedige等人[1]針對燃料分級，就帶有旋流值班級的典型FLOX燃燒器在常壓、高壓條件下的燃燒特性開展了研究。而M.severin等人[6]探究了一種柔和燃燒器在高壓條件下有無值班時的火焰穩(wěn)定機制。

張環(huán)[12]、周子琛[13]等針對模型燃燒室的柔和燃燒實現(xiàn)條件和噴嘴布置、射流速度、當量比等參數(shù)對燃燒性能的作用展開研究。劉耘州等[14]則研究了模型燃燒器的預(yù)混噴嘴旋流強度對燃燒器流動結(jié)構(gòu)和污染物排放的影響。前期研究發(fā)現(xiàn)在預(yù)混模式下運行的模型燃燒器低當量比工況條件下穩(wěn)定性較差，運行范圍有限。本文在此基礎(chǔ)上，對已有柔和燃燒器上進行改造，設(shè)計了燃料/空氣摻混方式可調(diào)節(jié)的柔和燃燒器。實驗測量了燃料摻混方式對火焰穩(wěn)定范圍和污染物排放的影響，并利用光學(xué)測量的方法研究了燃料摻混方式對反應(yīng)區(qū)結(jié)構(gòu)的影響，同時采用數(shù)值模擬方法分析了燃燒室的流場結(jié)構(gòu)。

1 研究對象和實驗系統(tǒng)

1.1 燃燒器和實驗臺

1.1.1 燃燒器

模型燃燒器由頭部噴嘴和石英玻璃火焰筒兩部分構(gòu)成，火焰筒為內(nèi)徑120 mm，壁厚3 mm、高450 mm的石英玻璃。燃燒器結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示，由四個預(yù)混噴嘴和四個純?nèi)剂蠂娮旖M成，二者均勻間隔布置在與燃燒室同軸，直徑為80 mm的圓周上，預(yù)混和純?nèi)剂蠂娮焐钊牖鹧嫱驳纳疃葹?5 mm。預(yù)混噴嘴結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示，燃料由中心燃料管周向布置的四個孔垂直射入來流空氣，二者在預(yù)混段混合均勻后，由孔徑可調(diào)的噴嘴出口高速射流入燃燒室，以預(yù)混噴嘴出口孔徑為10 mm的燃燒器結(jié)構(gòu)作為基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)。前期研究表明該預(yù)混噴嘴出口混合物混合比較均勻，在出口速度大于68 m/s的情況下，回流比沿軸向分布不再隨射流速度而改變，此結(jié)構(gòu)可實現(xiàn)柔和燃燒所需煙氣回流[12]。純?nèi)剂献旖Y(jié)構(gòu)如圖1(c)所示，出口孔徑為 2 mm。

預(yù)混路、擴散路燃料分兩路單獨供給，根據(jù)兩路燃料的配比，將燃燒器燃燒模式分為預(yù)混模式、混合模式和擴散模式三種，依此對應(yīng)預(yù)混燃料占比fp范圍如下：fp=100%, 0%

a) 模型燃燒室

b) 預(yù)混噴嘴

c) 純?nèi)剂蠂娮?/p>

圖1 模型燃燒器結(jié)構(gòu)示意圖

1.1.2 實驗臺介紹

實驗在常溫常壓環(huán)境下進行，實驗系統(tǒng)如圖2所示，由空氣源、模型燃燒器、控制端和測量系統(tǒng)構(gòu)成。燃料為99.9%純度的甲烷，空氣和燃料流量分別經(jīng)過渦街流量計和質(zhì)量流量計由控制臺實時控制電磁閥開度來調(diào)節(jié)，渦街流量計的測量精度為5%，質(zhì)量流量計測量精度為1%；來流進口溫度由內(nèi)置的熱電偶測量；燃燒室全方位可視化利于觀察拍攝火焰情況和開展燃燒激光診斷；煙氣分析儀的探針伸入燃燒室端口采集煙氣。

圖2 實驗系統(tǒng)示意圖

1.2 實驗測量

本實驗主要測量燃燒室污染物排放，并對燃燒反應(yīng)區(qū)進行觀測，同時采用普通可見光相機記錄反應(yīng)區(qū)圖像。

1.2.1 排放物測量設(shè)備

采用Testo350加強型煙氣分析儀測量煙氣組分；由電化學(xué)傳感器分析CO，NO，NO2，O2含量，電調(diào)制非分光紅外傳感器(Non-Dispersed Infrared, NDIR)分析CO2含量。采用爪形探針、固定探針測量位置，煙氣取樣探針配備水冷套以降低測量誤差，分析儀數(shù)據(jù)記錄設(shè)定為5 s一次。CO，NOx的測量精度為±5%，O2的為±0.2%。測量所得NOx和CO體積分數(shù)均折算為15%氧濃度下的對應(yīng)值，以便不同工況下的對比。

1.2.2 火焰拍攝

實驗中采用Cannon EOS 600D數(shù)碼相機對火焰圖像進行記錄，設(shè)定參數(shù)如下：光圈值f/5.6，曝光時間1/13 s，焦距65 mm，ISO 800。

1.2.3 燃燒光學(xué)診斷技術(shù)

使用OH-PILIF (OH-planar laser induced fluorescence)和OH*-CL(OH*-chemiluminescence)激光測量系統(tǒng)。測量系統(tǒng)如圖3所示。OH*可表征熱釋放強度，OH表征反應(yīng)強度。

圖3 OH-PILIF/OH*-CL測量系統(tǒng)示意圖

OH是碳氫燃料火焰燃燒區(qū)中形成的中間產(chǎn)物，OH分布可用于區(qū)分未燃和已燃氣體，OH最大梯度位置可表征火焰峰面[15]。OH-PILIF利用Nd:YAG固體激光器產(chǎn)生的三倍頻光(波長532 nm，脈寬3 ns，單脈沖能量500 mJ，脈沖頻率10 Hz)泵浦染料激光器提供紫外光激發(fā)OH基的X2∏→A2∑+(0,1)躍遷中的Q1(8)線。紫外激發(fā)光束經(jīng)過片光透鏡組擴束為厚0.5 mm的薄光片，透鏡組包括一組圓凸透鏡和一個凹柱面鏡。OH 熒光信號由f=105 mm， f/4.5 紫外線鏡收集；在測量OH基時，存在激發(fā)光和火焰背景輻射干擾，為移除非熒光信號，鏡頭前加了窄帶濾波片BP308/10(≈308±10 nm)，僅接收298～318 nm波段范圍內(nèi)的OH熒光。利用配備紫外鏡的ICCD(intensified charge-coupled device)相機捕捉圖像。CCD分辨率為1 600×1 200像素，動態(tài)范圍14位，像素尺寸為7.4 μm/pixel。測量中ICCD快門速度設(shè)為2 000 ns，延遲時間為200 ns，以保證在每個脈沖的脈寬內(nèi)測量，“凍結(jié)”火焰并減少雜波干擾。通過nm級的可編程同步控制板觸發(fā)和控制激光脈沖、像增強器和CCD相機的同步。對于每個工況，拍攝200張瞬態(tài)圖像，幀頻率為10 Hz，經(jīng)過背景噪聲、激光能量修正后，進行相應(yīng)數(shù)據(jù)處理。

1.2.4 光學(xué)測量平面

OH-PILIF測量平面示意圖如圖4所示，圖中所示x-y平面為P截面，P截面旋轉(zhuǎn)45°過純?nèi)剂蠂娮斓钠矫鏋镈截面，測量過程中，激光位置不變旋轉(zhuǎn)燃燒器，測量高度可到噴嘴出口下游160 mm處。OH*-CL圖像在垂直兩個截面的方向進行拍攝。

圖4 激光測量截面示意圖

1.3 實驗工況

在常溫常壓(P=0.1 MPa,Tin=300 K)環(huán)境下研究燃料空氣摻混方式對燃燒性能的影響，實驗工況如表1所示。保持空氣量不變，減少燃料量以降低當量比。

通過改變?nèi)剂显陬A(yù)混噴嘴和純?nèi)剂蠂娮扉g的分配比例來實現(xiàn)不同燃料摻混方式的轉(zhuǎn)變，如表1工況1所示，將預(yù)混燃料占比fp由0%起每隔20%逐步增至100%，相同預(yù)混燃料占比條件下，同步減少兩路燃料量，降低當量比。為獲得燃燒反應(yīng)區(qū)信息，選擇表1工況2、3作為典型工況，進行燃燒光學(xué)診斷。

表1 實驗工況表

2 數(shù)值模擬方法

采用數(shù)值模擬方法對燃燒室流場進行模擬分析。

2.1 幾何模型及網(wǎng)格

采用ICEM進行燃燒器建模和網(wǎng)格劃分?？紤]到燃燒器的結(jié)構(gòu)對稱性，選取1/4流域進行建模，噴嘴結(jié)構(gòu)進行了簡化。對幾何模型進行六面體網(wǎng)格劃分，計算域和網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖5所示，坐標原點為燃燒室頂端圓心， 流場方向為x軸正方向。

對如表2所示冷態(tài)工況在預(yù)混噴嘴軸上進行軸向速度的網(wǎng)格無關(guān)性驗證，如圖6所示，100萬和200萬網(wǎng)格計算結(jié)果幾近重合。為保證計算精度節(jié)約計算成本選用100萬網(wǎng)格進行模擬計算。

a) 計算域

b) 預(yù)混噴嘴進口

c) 純?nèi)剂蠂娮爝M口

圖5 計算域及網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

2.2 數(shù)值模型及邊界條件

用FLUENT軟件進行模擬計算。本文采用穩(wěn)態(tài)隱性不可壓縮求解器，SIMPLE壓力-速度耦合算法；標準壁面函數(shù)的Realizable k-epsilon湍流模型；渦耗散概念(EDC)燃燒反應(yīng)模型；壓力、動量、能量、組分方程都采用二階迎風(fēng)格式。噴嘴入口采用質(zhì)量流量入口邊界條件；煙氣出口采用壓力出口；周期面設(shè)置為旋轉(zhuǎn)周期性壁面；燃燒室壁面和噴嘴壁面設(shè)置為絕熱壁面。

為驗證數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性，以表2所示冷態(tài)工況進行模擬比對。冷態(tài)下提取火焰筒截面P不同高度位置的軸向速度徑向分布曲線(特征長度D=10 mm為預(yù)混噴嘴出口直徑)如圖7，圖中橫坐標為無量綱化徑向坐標(特征長度R=60 mm為火焰筒半徑)可見模擬值除了射流下游速度峰值部分，基本實現(xiàn)了與實驗值的重合，認為模型能夠較好捕捉流場分布。熱態(tài)下，選擇典型工況進行模擬以獲得反應(yīng)區(qū)流場結(jié)構(gòu)輔助分析。模擬工況見表2。

表2 模擬比對工況表

圖7 冷態(tài)模擬驗證

3 結(jié)果與分析

3.1 摻混方式對污染物排放的影響

3.1.1 NOx和CO排放

圖8、圖9是熱負荷約為54 kW時，不同燃料摻混方式下NOx、CO隨當量比變化曲線圖。工況如表1工況1所示。圖中預(yù)混模式下貧熄當量比在0.57附近；混合模式和擴散模式下的貧燃熄火極限都遠小于0.5，降至0.2左右，混合和擴散模式的當量比測量區(qū)間取為0.5到0.8。

圖8 各摻混方式下的NOx排放

圖9 各摻混方式下的CO排放

各摻混方式下，NOx普遍隨當量比的增加而增加，火焰溫度升高熱力型NOx增加。CO隨當量比的減少，略微降低后劇增。非預(yù)混模式下CO劇增轉(zhuǎn)折時的當量比仍遠離熄火極限。在過度貧燃料區(qū)域，火焰無法傳播，燃料會發(fā)生高溫?zé)峤庑纬刹糠盅趸a(chǎn)物，產(chǎn)生大量CO[16]。

可以看到，盡管各摻混方式下的污染物排放趨勢相同，但排放值存在較大差異。由圖8可知隨著預(yù)混燃料占比fp的減少，NOx排放整體上移，排放上限由10 mg/m3@15% O2增至30 mg/m3@15% O2，且NOx隨當量比的增幅逐漸變緩，到擴散模式時(見圖8fp=0%的曲線)NOx排放隨當量比降低先減少后增加，且當量比區(qū)間內(nèi)排放值變化很小。

由圖8可見定當量比下NOx排放隨預(yù)混燃料占比的降低而單調(diào)增加；此時隨著擴散燃料的增加，局部熱點增多，加劇了熱力型NOx的生成。CO隨著預(yù)混燃料占比的降低，低當量比下的增加趨勢減緩，顯示了擴散的穩(wěn)火作用，但除了擴散模式，CO排放在0.6附近都超過了100 mg/m3@15% O2。

3.1.2 反應(yīng)區(qū)結(jié)構(gòu)

就表1工況2所示典型工況分析預(yù)混燃料占比fp對反應(yīng)區(qū)結(jié)構(gòu)的影響。

各預(yù)混燃料占比下對應(yīng)的排放如圖10所示。燃燒器結(jié)構(gòu)上的偏差造成了測量平面上信號的不對稱分布。圖11、圖12是各預(yù)混燃料占比fp下燃燒室內(nèi)的平均OH*、OH分布圖像。圖中顏色亮度表征的是一組圖片組分濃度的相對值。

圖10 排放隨fp變化曲線(φ=0.63)

OH*僅在反應(yīng)區(qū)短暫存在，平均OH*自熒光圖像可直觀表征熱釋放率強度分布。綜合兩方向上燃燒室OH*濃度分布可知，隨著預(yù)混燃料占比的降低，燃燒室釋熱率峰值增加，熱釋放強度梯度增大；高釋熱區(qū)位置在預(yù)混噴嘴下游逐漸集中。

平均OH濃度分布可對特定截面上的火焰峰面進行捕捉[9]，OH濃度表征了反應(yīng)強度，噴嘴射流下游的暗色區(qū)域是射流區(qū)，亮色區(qū)域為OH基高濃度區(qū)，表征了反應(yīng)區(qū)位置。隨著預(yù)混燃料占比的降低，相對分散的反應(yīng)區(qū)開始向噴嘴射流處集聚，截面中心、純?nèi)剂蠂娮焱鉁y也存在反應(yīng)區(qū)。兩截面間相對亮度的加劇也說明了反應(yīng)區(qū)空間均布性的惡化。

圖11 垂直P截面(上排)D截面(下排)平均OH*濃度(φ=0.63)

圖12 P截面(上排)D截面(下排)平均OH濃度(φ=0.63)

3.1.3 流場結(jié)構(gòu)

對全預(yù)混模式下和擴散模式下的熱態(tài)流場進行模擬，模擬工況如表2熱態(tài)1工況所示，流場結(jié)構(gòu)如圖13、圖14所示，本文以軸向速度小于0的區(qū)域定義為回流區(qū)。可見P截面射流間的中心回流區(qū)下游延伸到了X=20D的軸向位置，D截面的回流區(qū)無預(yù)混噴嘴射流限制，擴散分布到了整個徑向。對比兩模式下的流場結(jié)構(gòu)，可知預(yù)混燃料占比的改變并未影響回流區(qū)整體形狀、高度，回流區(qū)位置主要由預(yù)混噴嘴射流主導(dǎo)；隨預(yù)混燃料占比的降低，純?nèi)剂仙淞飨掠涡纬闪司植康男』亓鲄^(qū)，會促使整體回流區(qū)向上游移動，逐漸占據(jù)燃燒室前半段除了射流下游外的整個區(qū)域。

a) P截面軸向速度云圖和流線

b) D截面軸向速度云圖和流線圖13 擴散模式流場結(jié)構(gòu)(φ=0.7，fp=0%)

a) P截面軸向速度云圖和流線

b) D截面軸向速度云圖和流線圖14 全預(yù)混模式流場結(jié)構(gòu)(φ=0.7，fp=100%)

結(jié)合OH、OH*分布和流場結(jié)構(gòu)可知，隨著預(yù)混燃料占比的降低，高反應(yīng)強度區(qū)向預(yù)混噴嘴射流集中，火焰筒內(nèi)反應(yīng)強度不均勻度變大。反應(yīng)區(qū)的集中帶來局部熱點增多，導(dǎo)致NOx排放加劇；非預(yù)混模式下，火焰溫度的升高抑制了由燃料熱解生成的CO[16]。

3.2 摻混方式對火焰穩(wěn)定性的影響

3.2.1 穩(wěn)定運行區(qū)間

由圖8可知摻混方式的調(diào)整能對穩(wěn)定運行區(qū)間起到優(yōu)化作用，實驗證明非預(yù)混模式的貧燃熄火極限可到0.2附近。選取擴散模式研究穩(wěn)定極限和極低當量比下的燃燒性能，工況如表1工況3所示，圖15是擴散模式下初始熱負荷53 kW時，當量比由0.63降至熄火當量比0.15時的污染物排放情況。

圖15 污染物排放隨當量比變化曲線

可見，擴散模式下貧燃熄火極限大幅降低；在低當量比區(qū)間內(nèi)，NOx和CO都隨著當量比的降低而增加。當當量比低于0.6(0.6處在預(yù)混模式下的貧熄當量比附近)，CO急劇增加至1 000 mg/m3@15% O2以上。應(yīng)是低于此當量比后火焰無法傳播，燃料熱解生成大量CO。對于NOx排放，擴散模式下大范圍存在接近當量絕熱火焰溫度的火焰面，因而不同當量比下峰值火焰溫度基本相同，降低總當量比對于熱力型NOx的抑制作用并不明顯。因折算成了15% O2濃度下的NOx排放量，高當量比下的NOx排放會相對較低。需指出的是NOx生成機理復(fù)雜，與溫度、組分濃度密切相關(guān)，在燃燒室中，對于化學(xué)當量比和富燃區(qū)域快速型機理主導(dǎo)了火焰區(qū)的NO生成，而熱力型NO會隨之在火焰后氣體中大量生成；而貧當量比區(qū)域，中間體NOx生成機理占主導(dǎo)[16]，分析組分分布、流場結(jié)構(gòu)有助于理解排放生成。

3.2.2 火焰穩(wěn)定機制

擴散模式下平均OH*，OH分布隨當量比發(fā)展情況如圖16、圖17所示。

圖16 垂直P截面(上排)D截面(下排)平均OH*濃度(fp=0%)

圖17 P截面(上排)D截面(下排)平均OH濃度(fp=0%)

綜合燃燒室兩方向平均OH*濃度可知，隨著當量比的降低，火焰筒內(nèi)低釋熱率峰值降低、釋熱區(qū)高度縮短，隨著燃料的減少高釋熱區(qū)由聚集在預(yù)混噴嘴射流下游，逐漸發(fā)展向相鄰純?nèi)剂蠂娮煲苿印?/p>

可見兩截面上平均OH濃度的分布隨著當量比的降低，截面反應(yīng)區(qū)分布不均勻度變強，反應(yīng)高強度區(qū)不再僅集中在預(yù)混噴嘴射流附近，燃燒室上游底端、射流間中心區(qū)發(fā)展成為高強度區(qū)。

為分析流場結(jié)構(gòu)與反應(yīng)區(qū)的關(guān)系，在擴散模式下，就表2當量比為0.7、0.4的熱態(tài)工況進行模擬得到如圖13、圖18所示流場結(jié)構(gòu)。可知當量比降低，受預(yù)混噴嘴射流控制的整體回流區(qū)大小位置基本不變，純?nèi)剂蠂娮焐淞鳒u變小，對中心回流區(qū)的強化作用削弱，中心回流區(qū)的速度梯度相對減小。

a) P截面軸向速度云圖和流線

b) D截面軸向速度云圖和流線圖18 流場結(jié)構(gòu)(φ=0.4，fp=0%)

結(jié)合OH、OH*濃度分布和流場發(fā)展情況可知，隨著當量比的降低，燃料量減少，火焰筒內(nèi)反應(yīng)集中發(fā)生區(qū)逐漸遠離空氣射流，向射流間中部和純?nèi)剂仙淞鞲浇D(zhuǎn)移。盡管整體當量比很低，但純?nèi)剂仙淞魈幵谂c高溫富氧回流的對流環(huán)境中，純?nèi)剂仙淞鞒隹谑冀K存在局部低速化學(xué)當量比區(qū)域，提供了穩(wěn)定的點火源，擴展了燃燒器的火焰穩(wěn)定性。

本燃燒器預(yù)混、混合(fp=60%)、擴散燃燒模式下各典型當量比工況下的實際火焰圖片如圖19所示。

a) fp=100%

b) fp=60%

c) fp=0%圖19 各摻混方式下的火焰圖像

4 結(jié)論

本文主要結(jié)論總結(jié)如下：

1) 當總當量比在0.5～0.8范圍內(nèi)時，總當量比固定，隨著預(yù)混燃料占比fp的增加NOx排放近似單調(diào)線性下降。NOx排放上限由擴散模式的30 mg/m3@15% O2降低到預(yù)混模式的10 mg/m3@15% O2。

2) 總當量比固定，隨著預(yù)混燃料占比減小，回流區(qū)結(jié)構(gòu)基本不變，相對分散的反應(yīng)區(qū)會部分向預(yù)混噴嘴射流附近集中。

3) 非純預(yù)混模式有利于增加燃燒穩(wěn)定運行范圍，貧燃熄火當量比由0.57降低到0.2以下。極低當量比下純?nèi)剂仙淞髦車纬傻牡退俑弋斄勘确磻?yīng)區(qū)提供了穩(wěn)定點火源。

4) 擴散模式在0.15～0.5低當量比區(qū)間內(nèi)。NOx排放隨當量比的降低而增加，由10 mg/m3@15%O2以下快速增長至50 mg/m3@15% O2以上；CO增長約1 700 mg/m3@15% O2。

本文研究的燃料摻混方式中，非預(yù)混燃燒模式可實現(xiàn)柔和燃燒器燃燒穩(wěn)定性范圍的擴展，純?nèi)剂蠂娮焐淞鞯募尤胧狗磻?yīng)區(qū)集中，加劇NOx的排放。保持較大的預(yù)混燃料占比(fp>40%)，可在擴展工況運行范圍(φ<0.5)的同時滿足NOx低排放要求。