宋少雷，趙鐵錚，劉 瀟，楊家龍

(1. 海裝駐哈爾濱地區(qū)第三軍事代表室, 哈爾濱 150078；2. 哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院, 哈爾濱 150001)

近年來(lái)，隨著世界范圍內(nèi)環(huán)境問(wèn)題的日益突出，污染物限排標(biāo)準(zhǔn)日趨嚴(yán)格，如何解決燃?xì)廨啓C(jī)高效率、穩(wěn)定、低污染物排放量的燃燒問(wèn)題已成為燃?xì)廨啓C(jī)生產(chǎn)廠商對(duì)于燃?xì)廨啓C(jī)燃燒室發(fā)展所需考慮的關(guān)鍵問(wèn)題[1]。許多廠商采用貧預(yù)混燃燒技術(shù)來(lái)取代傳統(tǒng)的擴(kuò)散燃燒技術(shù)[2-3]，貧預(yù)混燃燒過(guò)程中燃料與空氣在進(jìn)入燃燒室前預(yù)先混合，燃料與空氣混合后會(huì)在貧燃狀態(tài)下進(jìn)行燃燒，從而降低了火焰溫度，達(dá)到減少污染物排放的目的。目前貧預(yù)混燃燒方式已經(jīng)得到了廣泛的應(yīng)用[4-5]。然而，貧預(yù)混燃燒方式存在小尺寸內(nèi)燃料與空氣無(wú)法快速均勻摻混與燃燒穩(wěn)定性方面的問(wèn)題。針對(duì)這些問(wèn)題，Alstom公司開發(fā)了新一代干式低污染燃燒技術(shù)，成功研制了EV燃燒器[6-8]。EV燃燒器的燃料與空氣摻混效率高，具有防止自動(dòng)點(diǎn)火及回火的結(jié)構(gòu)特性，擁有良好的燃料適用性，在未來(lái)具有相當(dāng)大的發(fā)展?jié)摿Α?/p>

貧預(yù)混燃燒過(guò)程中燃料與空氣預(yù)先混合成可燃混合物，較常規(guī)的擴(kuò)散燃燒更易產(chǎn)生不穩(wěn)定燃燒現(xiàn)象。在不穩(wěn)定燃燒中，回火的發(fā)生會(huì)使燃燒器壁面與燃料孔附近的溫度升高，影響到燃燒器的壽命與可靠性，甚至有燒毀燃燒器的危險(xiǎn)。旋流預(yù)混火焰中產(chǎn)生回火的原因較多[9-10]，其中不同工況下當(dāng)量比的變化是引發(fā)回火發(fā)生的關(guān)鍵因素之一。Noble等人[11]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在當(dāng)量比達(dá)到回火極限附近時(shí)，略微增加當(dāng)量比都會(huì)使火焰迅速向上游傳播并發(fā)生回火。田曉晶等人[12]利用時(shí)間尺度模型對(duì)旋流火焰進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)當(dāng)達(dá)到臨界當(dāng)量比時(shí)會(huì)發(fā)生回火，回火當(dāng)量比受預(yù)混段長(zhǎng)度與預(yù)混段出口的水利直徑影響。此外，當(dāng)量比的變化會(huì)引起燃料摻混過(guò)程的變化，進(jìn)而影響到燃料空間分布，并對(duì)火焰結(jié)構(gòu)與燃燒模式產(chǎn)生影響。Sweeney等人[13]研究了燃料與空氣的空間分布對(duì)火焰結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，研究發(fā)現(xiàn)不同的燃料空間分布會(huì)對(duì)火焰結(jié)構(gòu)、燃燒中間產(chǎn)物等產(chǎn)生影響。Schmitt等人[14]將數(shù)值研究應(yīng)用于實(shí)際的EV燃燒器中，發(fā)現(xiàn)不同當(dāng)量比條件下火焰穩(wěn)定位置和形狀會(huì)發(fā)生改變。Rosenberg等人[15]采用實(shí)驗(yàn)方法進(jìn)行研究，比較了燃燒場(chǎng)內(nèi)同一區(qū)域內(nèi)的示蹤組分濃度梯度間的關(guān)系，判斷局部火焰的擴(kuò)散和預(yù)混燃燒模式，結(jié)果表明局部當(dāng)量比的變化會(huì)引起火焰多重燃燒模式。

從現(xiàn)有學(xué)者的研究來(lái)看，針對(duì)錐形燃燒器中甲烷旋流火焰的回火過(guò)程的研究比較少。同時(shí)，大部分只是給出了當(dāng)量比會(huì)引起火焰穩(wěn)定位置變化的結(jié)論，缺少?gòu)膿交炫c燃燒模式變化角度對(duì)溫度分布變化進(jìn)行詳細(xì)的分析?；趯?duì)摻混過(guò)程進(jìn)行細(xì)致分析，解釋不同燃料空間分布及摻混過(guò)程對(duì)高溫區(qū)位置與污染物排放變化規(guī)律的研究較少。本文針對(duì)錐形燃燒器，采用數(shù)值模擬方法對(duì)不同當(dāng)量比下的流動(dòng)與摻混特性、燃燒模式與溫度分布進(jìn)行細(xì)致分析，找到了發(fā)生回火的當(dāng)量比并分析了產(chǎn)生回火的原因，最后對(duì)NOx與CO排放量隨當(dāng)量比的變化趨勢(shì)進(jìn)行了分析。

1 錐形燃燒器的結(jié)構(gòu)與數(shù)值方法

1.1 燃燒器模型結(jié)構(gòu)

本文中數(shù)值模擬所采用的錐形燃燒器結(jié)構(gòu)如圖1所示[16]。計(jì)算區(qū)域包含了錐形燃燒器頭部與面積擴(kuò)張比為6.25∶1的圓柱形燃燒室。燃燒器由兩個(gè)相互錯(cuò)開的半錐形組成，它們?cè)趶较蛞苿?dòng)錯(cuò)開產(chǎn)生兩個(gè)等寬的狹縫作為空氣進(jìn)口。沿狹縫的切線布置了36個(gè)直徑為1 mm燃料孔，燃料經(jīng)管道上的小孔與空氣流動(dòng)方向垂直進(jìn)入并在旋流的作用下進(jìn)行摻混?？諝庥瑟M縫流入燃燒器產(chǎn)生強(qiáng)烈的切向速度分量，在燃燒器出口附近產(chǎn)生了高度的旋流進(jìn)而發(fā)生渦破碎，產(chǎn)生中心回流區(qū)來(lái)穩(wěn)定火焰，使得火焰前鋒可以穩(wěn)定在燃燒器出口而不會(huì)附著在燃燒器的金屬表面上，本文所采用的錐形燃燒器的旋流數(shù)為1。錐形燃燒器的錐角為11°，出口處半錐的直徑D= 42 mm，該直徑是用于定義所有特征數(shù)的參考距離。在燃燒器頭部的中心布置了直徑為1.5 mm的值班級(jí)燃料噴嘴，起到了穩(wěn)定燃燒的作用。

(a) 燃燒室整體結(jié)構(gòu)

1.2 數(shù)值方法

本文使用ANSYS-Fluent 18.2對(duì)含有錐形燃燒器頭部的模型燃燒室內(nèi)的流動(dòng)與燃燒特性進(jìn)行了三維 CFD 模擬，經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證選擇采用ICEM生成273萬(wàn)四面體與六面體的混合網(wǎng)格。其中，六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格集中在燃燒室中。由于錐形燃燒器內(nèi)的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，燃燒器內(nèi)部采用四面體的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，并對(duì)靠近燃燒器內(nèi)部壁面與燃料孔附近進(jìn)行了局部網(wǎng)格的加密。計(jì)算域的縱向截面的網(wǎng)格示意圖如圖2所示。燃燒室的內(nèi)部流場(chǎng)采用壓力-速度耦合算法，湍流模型采用Realizable k-ε模型，近壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。壓力與速度耦合采用SIMPLE算法。燃料與空氣入口為質(zhì)量流量入口，進(jìn)口溫度均為300 K，出口邊界條件為壓力出口，即為大氣壓101 325 Pa，燃燒室的壁面簡(jiǎn)化為固壁，采用二階精度迎風(fēng)差分的格式。湍流燃燒模型采用火焰面生成模型。對(duì)于模擬中NOx的計(jì)算方法采用NOx后處理模型方法進(jìn)行模擬，熱力型NOx的O和OH基團(tuán)摩爾分?jǐn)?shù)基于部分平衡假設(shè)，N2O模型基于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)平衡假設(shè)，采用基于β函數(shù)的PDF模型考慮湍流和化學(xué)反應(yīng)的耦合作用。

圖2 沿縱向截面計(jì)算域網(wǎng)格劃分示意圖

2 結(jié)果與討論

2.1 模型驗(yàn)證

為確保數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較，對(duì)比結(jié)果驗(yàn)證了數(shù)值模擬過(guò)程的準(zhǔn)確性。如圖3所示，z為距離燃燒器出口位置的軸向距離，D為燃燒器出口半錐的直徑。選取燃燒器出口處為z/D=0截面，沿軸向方向設(shè)置z/D=0.25、z/D=0.5、z/D=0.75與z/D=1四個(gè)參考截面。

圖3 燃燒器剖面圖與特征截面定義

與實(shí)驗(yàn)相對(duì)照的結(jié)果如圖4所示，圖中曲線為模擬結(jié)果、點(diǎn)為實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)[17-18]。圖4中r表示距離中軸線的徑向距離，U0為燃燒器出口位置平均軸向速度，u和v分別表示了軸向速度與徑向速度。由圖4可知在參考截面處，軸向與徑向速度變化趨勢(shì)的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果吻合較好，正確預(yù)測(cè)了中心回流區(qū)的位置與強(qiáng)度，并正確捕獲旋流射流與中心回流區(qū)之間的剪切層，證明本文所用的湍流及燃燒模型具有一定的合理性，可以開展進(jìn)一步研究。

2.2 流場(chǎng)分析

本文通過(guò)改變?nèi)剂峡字袊娚涞念A(yù)混級(jí)燃料的質(zhì)量流量以改變當(dāng)量比。選取了5種不同當(dāng)量比條件下的工況，具體各工況參數(shù)如表1所示。采用固定的值班級(jí)燃料質(zhì)量流量，由于頭部值班級(jí)的燃料流量較小，可以認(rèn)為對(duì)模擬結(jié)果影響很小。

表1 不同當(dāng)量比工況下的流量參數(shù)

本文中用y表示距離中軸線的徑向距離，當(dāng)徑向距離為y=0時(shí)的縱向中截面表示為截面A。圖5為不同當(dāng)量比條件下截面A上的軸向速度分布，從左至右分別為工況1至工況5。由于錐形燃燒器的橫截面積是逐漸增大的，空氣進(jìn)入燃燒器中的狹縫后，會(huì)產(chǎn)生速度與壓力梯度，進(jìn)而發(fā)展成為中心回流區(qū)。同時(shí)由于回流區(qū)的發(fā)展受燃燒室壁面的限制，使得在外剪切層與燃燒室壁面間形成了外部回流區(qū)。各工況下中心回流區(qū)均穩(wěn)定在燃燒器出口附近，軸向速度分布沒(méi)有顯著差異。隨著當(dāng)量比的增加，主燃級(jí)的燃料質(zhì)量流量增加，燃料孔的孔徑不變，致使燃料的射流速度增加，對(duì)燃燒室頭部位置的速度場(chǎng)有所影響。由圖5可知，中心燃料導(dǎo)管與燃料孔出口位置處速度增大，中心回流區(qū)的軸向長(zhǎng)度有所減小。

圖5 不同當(dāng)量比下截面A軸向速度分布圖

圖6表示了不同當(dāng)量比情況下截面A的溫度分布。如圖6所示，在中心回流區(qū)與外部回流區(qū)之間形成剪切層，受剪切應(yīng)力影響，該區(qū)域附近的可燃?xì)怏w混合物不能燃燒，因此溫度較低。中心回流區(qū)與外部回流區(qū)中氧氣供應(yīng)充足，燃燒反應(yīng)更完全，熱量完全釋放，溫度較高。隨著當(dāng)量比的增加,流場(chǎng)內(nèi)溫度逐漸升高，中心高溫區(qū)逐漸向燃燒器內(nèi)部移動(dòng)。特別是當(dāng)量比由0.66變化到0.72時(shí)，火焰前端位置發(fā)生明顯改變，火焰鋒面的穩(wěn)定位置逐漸向燃燒器內(nèi)移動(dòng)，直到當(dāng)量比增加至0.72時(shí)，火焰開始進(jìn)入錐形燃燒器內(nèi)部，高溫火焰會(huì)使得燃燒器的壁面產(chǎn)生燒毀的危險(xiǎn)?；鹧娣€(wěn)定位置發(fā)生改變的主要原因?yàn)殡S當(dāng)量比升高湍流火焰?zhèn)鞑ニ俣仍龃?，而燃料與空氣混合物的供給不足，使得火焰鋒面位置向燃燒器上游移動(dòng)。考慮到實(shí)際過(guò)程中，錐形燃燒器空氣進(jìn)口的狹縫位置的氣流速度較高，并且狹縫處燃料與空氣的摻混過(guò)程剛剛開始，并未形成穩(wěn)定燃燒的燃料空氣均勻混合物，因此狹縫位置處并未產(chǎn)生回火至上游位置，這也是錐形燃燒器可以保持較好的燃燒穩(wěn)定性的優(yōu)點(diǎn)之一。另一方面，在實(shí)際的燃燒過(guò)程中，可以通過(guò)改變值班級(jí)燃料的比例與射流的速度等方式，將高于0.72當(dāng)量比下的火焰鋒面的位置向下游移動(dòng)，以避免燃燒器存在燒毀的危險(xiǎn)。

圖6 不同當(dāng)量比下截面A溫度分布圖

為了對(duì)部分預(yù)混燃燒進(jìn)行分析，選用Takeno火焰指數(shù)(Findex)對(duì)火焰的燃燒模式進(jìn)行定義。 Yamashita[19]將其定義為燃料和氧化劑質(zhì)量分?jǐn)?shù)(YF,YO)梯度的標(biāo)準(zhǔn)化點(diǎn)積，如式(1)所示：

(1)

式中的分母為標(biāo)量點(diǎn)積的絕對(duì)值。因此，火焰指數(shù)僅可以取+1或-1。當(dāng)燃燒模式為預(yù)混燃燒時(shí)，燃料與氧化劑的梯度相同，火焰指數(shù)為+1。當(dāng)燃燒模式為非預(yù)混燃燒時(shí)，燃料位于一側(cè)，而空氣位于火焰的另一側(cè)，火焰指數(shù)值為-1。 當(dāng)火焰指數(shù)為0時(shí)，該區(qū)域內(nèi)不存在火焰。

圖7顯示了發(fā)生在燃燒器內(nèi)的火焰指數(shù)分布。在部分預(yù)混火焰中，非預(yù)混火焰位于燃燒器燃料射流孔下游附近，該區(qū)域內(nèi)的當(dāng)量比相對(duì)較高，用于穩(wěn)定火焰。隨當(dāng)量比增加，燃料在燃燒器中的射流深度增加，使得大部分燃料進(jìn)入燃燒器中間部分，并在該區(qū)域中形成燃料與空氣混合物以產(chǎn)生預(yù)混火焰。從圖7中也可以明顯看出，當(dāng)量比為0.54至0.66時(shí)，預(yù)混火焰均穩(wěn)定在燃燒器出口附近區(qū)域，流場(chǎng)內(nèi)的溫度分布也較為均勻。當(dāng)量比從0.66變化至0.72時(shí)發(fā)生了回火現(xiàn)象，并且該部分火焰的燃燒方式為預(yù)混燃燒，高溫區(qū)面積有所增加。隨著當(dāng)量比增加到0.78，高溫區(qū)進(jìn)入燃燒器，并且最高溫度達(dá)到2 000 K，存在燒毀內(nèi)壁和燃燒器結(jié)構(gòu)的危險(xiǎn)。在這種情況下，合適的當(dāng)量比可以保證火焰的穩(wěn)定性與燃燒器的安全性。因此當(dāng)量比位于0.6至0.66時(shí)，高溫區(qū)溫度較低，溫度場(chǎng)更加均勻，并且不會(huì)產(chǎn)生回火，可以提高燃燒器的燃燒穩(wěn)定性與使用壽命。

圖7 不同當(dāng)量比下截面A的火焰指數(shù)

圖8為不同當(dāng)量比工況下沿中軸線的軸向速度與溫度分布。對(duì)于速度分布而言，當(dāng)量比在0.54、0.6與0.66時(shí)的速度分布情況大致相同，在z=-60 mm到z=100 mm之間，軸向速度均為負(fù)向，在該區(qū)域內(nèi)較低的軸向速度保證了火焰的穩(wěn)定性。對(duì)于當(dāng)量比在0.72與0.78的情況，在z=-50 mm左右的軸向位置，產(chǎn)生了最大速度可以達(dá)到10 m/s左右的軸向速度，然后迅速減小至負(fù)值，之后速度的變化趨勢(shì)與前三種工況相同。對(duì)于溫度分布，隨著當(dāng)量比增加，在燃燒器出口溫度略有升高，隨后在下游逐漸穩(wěn)定。當(dāng)量比為0.72與0.78時(shí)，由于產(chǎn)生回火燃燒反應(yīng)開始發(fā)生于燃燒器內(nèi)，溫度有一個(gè)急劇的上升，并在此處產(chǎn)生一個(gè)較大的軸向速度。另一方面，溫度上升的位置提前，即反應(yīng)開始發(fā)生的位置向上游移動(dòng)。進(jìn)一步增大當(dāng)量比可能會(huì)導(dǎo)致在空氣和燃料充分混合之前在燃燒器內(nèi)部發(fā)生反應(yīng)，在燃燒器壁面附近產(chǎn)生大量熱量，在燃燒器壁面附近產(chǎn)生的高溫區(qū)域可能會(huì)對(duì)燃燒器造成損傷。

(a) 沿中軸線位置處軸向速度分布

圖9為z=0.05 mm截面徑向位置y方向處的軸向速度和溫度分布。高溫區(qū)域出現(xiàn)在燃燒器外的中心回流區(qū)與外部回流區(qū)中，而在剪切層中的溫度相對(duì)較低。隨著當(dāng)量比的增大，溫度的峰值不斷升高。當(dāng)量比在0.6至0.78時(shí)，中心高溫區(qū)溫度低于外部高溫區(qū)，這是由于隨著燃料質(zhì)量流量的增大，需要更長(zhǎng)的距離才能使燃料與空氣充分混合。在z=0.05 mm截面上，中心回流區(qū)內(nèi)的反應(yīng)不完全，但外部回流區(qū)內(nèi)的反應(yīng)相對(duì)完整。而在當(dāng)量比為0.54的條件下，由于注入的燃料量很小，中心回流區(qū)內(nèi)進(jìn)行了充分的摻混，所以中心區(qū)域的反應(yīng)較為完全，使得中心區(qū)域位置的溫度高于外部區(qū)域的溫度。

(a) z=0.05 mm處沿徑向軸向速度分布

2.3 排放分析

出口處的NOx與 CO排放量如圖10所示。結(jié)果表明，隨著當(dāng)量比的升高，NOx的排放量逐漸增加，這主要是受高溫區(qū)火焰溫度與停留時(shí)間的影響。NOx排放量的具體變化趨勢(shì)如下：當(dāng)量比從0.54增加到0.66時(shí)，NOx排放量略有增加但均小于5×10-6。隨著當(dāng)量比繼續(xù)增加到0.72，NOx排放量從1.3×10-6增加到11.6×10-6。當(dāng)量比為0.78時(shí)，NOx排放量迅速增加到42.1×10-6。CO排放量隨著當(dāng)量比增加先下降后上升。低當(dāng)量比時(shí)，出口存在大量的CO是由于燃料與空氣混合不充分導(dǎo)致燃燒不完全。當(dāng)量比為0.54時(shí)，出口平均溫度僅為1 533 K，此時(shí)CO排放量非常高，達(dá)到1 971×10-6。當(dāng)量比從0.54增加到0.6時(shí)，平均出口溫度增加114 K，達(dá)到1 647 K，此時(shí)CO排放量急劇下降至179×10-6。隨著當(dāng)量比繼續(xù)增加到0.66時(shí)，CO的排放量繼續(xù)減少，達(dá)到最小值68×10-6。當(dāng)量比為0.72和0.78時(shí)，CO排放量有輕微增加的趨勢(shì)，分別為389×10-6和624×10-6。這是由于回火導(dǎo)致的燃燒器頭部在高的當(dāng)量比下進(jìn)行反應(yīng)，氧不足造成大量的CO在頭部反應(yīng)區(qū)生成。CO排放量的變化也說(shuō)明了當(dāng)量比對(duì)火焰位置的影響會(huì)使得CO呈現(xiàn)出明顯的變化?？梢酝ㄟ^(guò)對(duì)燃燒器的空氣旋流結(jié)構(gòu)、燃料孔的布置、摻混的結(jié)構(gòu)的優(yōu)化等方向?qū)﹀F形燃燒器進(jìn)行進(jìn)一步的優(yōu)化，以使其可以在較大的運(yùn)行范圍內(nèi)都達(dá)到較好的燃燒性能與較低的排放值。

圖10 不同當(dāng)量比下NOx、 CO排放量變化

通過(guò)分析燃燒室出口位置處不同當(dāng)量比下的NOx與CO排放值的變化趨勢(shì)可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)量比小于0.66時(shí)，NOx排放值隨當(dāng)量比的增加而略有增加；當(dāng)量比大于0.66時(shí)，NOx排放值迅速增加；當(dāng)量比從0.66增加到0.72，NOx排放增加8.9倍；當(dāng)量比從0.66增加到0.78，NOx排放增加32.4倍；當(dāng)量比為0.54時(shí)，雖然NOx排放量最小，但CO排放量最大；而當(dāng)量比從0.66變化到0.72和0.78時(shí)，NOx和CO排放量均迅速增加。此外，考慮到此時(shí)開始回火，火焰前端不再穩(wěn)定出現(xiàn)在燃燒器出口，開始向上游移動(dòng)，高溫區(qū)靠近噴嘴與燃燒器壁面，這將對(duì)燃燒器的壽命產(chǎn)生不利影響。發(fā)生回火的原因是隨著當(dāng)量比的增加，燃料的質(zhì)量流量增大，在不改變噴嘴結(jié)構(gòu)直徑的情況下，燃料的射流深度增大。較高當(dāng)量比的可燃混氣集中在燃燒器內(nèi)部，并進(jìn)行燃燒，火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾痈哂诳扇蓟鞖獾墓┙o速度，使得火焰開始向上游傳播。因此，在選擇合適的當(dāng)量比時(shí)，需要從燃燒穩(wěn)定性和排放量?jī)煞矫婵紤]。選取當(dāng)量比為0.6和0.66的工況，此時(shí)的NOx和CO排放量較低，并且不會(huì)發(fā)生回火。

3 結(jié)論

本文對(duì)錐形預(yù)混燃燒器的流動(dòng)與燃燒特性進(jìn)行了數(shù)值研究。針對(duì)不同當(dāng)量比下模型燃燒室內(nèi)的速度及溫度分布、火焰穩(wěn)定位置、燃燒模式、NOx和CO排放量的變化趨勢(shì)進(jìn)行了分析，得出以下結(jié)論：

(1) 不同當(dāng)量比下的火焰位置有明顯差異。當(dāng)量比低于0.66時(shí)，火焰穩(wěn)定于燃燒器出口位置處。當(dāng)量比大于0.66時(shí)，火焰在軸向的穩(wěn)定位置發(fā)生較大變化。當(dāng)量比為0.72和0.78時(shí)，由于火焰?zhèn)鞑ニ俣仍黾樱剂吓c空氣混合物的供給速度不足，產(chǎn)生回火。高溫區(qū)進(jìn)入燃燒器內(nèi)部，有燒毀燃燒器內(nèi)壁與噴嘴的危險(xiǎn)。

(2) 當(dāng)量比升高會(huì)導(dǎo)致火焰溫度的升高，致使出口位置處NOx排放量隨著當(dāng)量比的增加而增加。當(dāng)量比小于0.66時(shí)，NOx排放量隨當(dāng)量比的增加而略有增加。當(dāng)量比大于0.66以后，NOx排放量迅速增加。當(dāng)量比從0.66增加到0.72，NOx排放增加8.9倍；當(dāng)量比從0.66增加到0.78，NOx排放增加32.4倍。

(3) CO排放量隨當(dāng)量比的增加先減小后增大。當(dāng)量比為0.54時(shí)，由于不完全燃燒CO排放量最大。隨著當(dāng)量比增加到0.66，CO排放持續(xù)減少，并達(dá)到最小值。當(dāng)量比大于0.66后，CO排放量有輕微增加的趨勢(shì)。